Diplomarbeit Dirk Scheidt final 24.08.2012 - OpenJEVis

Diplomarbeit 

Analyse der Einflüsse auf den 

Energieverbrauch bei Containerschiffen 

und Entwicklung von Indikatoren zur 

Bewertung der Energieeffizienz 

Dirk Scheidt 

Matrikelnummer 20522873 

Eingereicht am 07. September 2012 in Hamburg 

1. Gutachter 

Prof. Dr. - Ing. Ackermann 

2. Gutachter 

Prof. Dr. - Ing. Stefan Krüger 

Firmenbetreuung 

Dipl. - Ing. (FH) Nils Heinrich

Erklärung 

Ich versichere, diese Arbeit im Rahmen der am Institut üblichen Betreuung 

selbstständig angefertigt und keine anderen als die angegebenen Quellen und 

Hilfsmittel benutzt zu haben. 

Ort, Datum 

2 

Unterschrift

Inhaltsverzeichnis 

Abbildungsverzeichnis ................................................................................................ 5 

Tabellenverzeichnis .................................................................................................... 7 

Abkürzungen .............................................................................................................. 8 

Symbole, Einheiten und Indizes ............................................................................... 10 

1 Aufgabenstellung ................................................................................................... 17 

2 Einleitung und Motivation ....................................................................................... 18 

3 Ship Energy Efficiency Management Plan und Energy Efficiency Operational Index 

................................................................................................................................. 21 

3.1 Ship Energy Efficiency Management Plan ................................................... 21 

3.2 Energy Efficiency Operational Index ............................................................ 24 

4 Messtechnik auf Containerschiffen ........................................................................ 26 

5 Messdaten und Messaufbau .................................................................................. 28 

5.1 Vorhandene Messgrößen ............................................................................ 28 

5.2 Messaufbau der Envidatec GmbH ............................................................... 35 

5.3 Qualität der Messdaten ............................................................................... 36 

6 Energie- und Stoffströme auf Schiffen ................................................................... 40 

6.1 Fahrtenergie (Hauptmaschine) .................................................................... 41 

6.2 Bordenergie (Hilfsdiesel) ............................................................................. 69 

6.2.1 Umgebungsbedingungen und Heizwert .................................................... 69 

6.2.2 Kühlcontainer............................................................................................ 69 

7 KPIs und Benchmarking ........................................................................................ 72 

7.1 KPIs und Benchmarking – Prozess ............................................................. 72 

7.2 Nutzen von KPIs und Benchmarks .............................................................. 73 

7.3 KPIs und Benchmarking für den Bordbetrieb .............................................. 74 

7.4 KPIs und Benchmarking zur Auswertung einer Reise ................................. 76 

8 Auswertung der Messdaten ................................................................................... 91 

8.1 Vorbereitungen für die Auswertung ............................................................. 91 

8.2 Auswertung der Atlantiküberquerung ......................................................... 95 

8.3 Auswertung eines Reiseabschnitts ............................................................ 103 

8.4 Vorschläge für Neubauten ......................................................................... 113 

9 Zusammenfassung und Ausblick ......................................................................... 115 

9.1 Zusammenfassung .................................................................................... 115 

9.2 Ausblick ..................................................................................................... 116 

10 Literaturverzeichnis............................................................................................ 117 

11 Anhang .............................................................................................................. 125 

A. SEEMP ................................................................................................... 125 

3

B. Windwiderstand von Containerschiffen .................................................. 126 

C. Speed – Power - Kurve .......................................................................... 132 

D. Berechnung der Rauhigkeit .................................................................... 133 

E. Zylinderschmieröl ................................................................................... 136 

F. Einsparungen durch Umstellung auf silikonbeschichtete Antifoulingfarben 

138 

4

Abbildungsverzeichnis 

Abbildung 1: Entwicklung der Schwerölpreise 1990 - 2012 [1] ................................. 18 

Abbildung 2: Strukturierte Vorgehensweise für die Einführung von CEEMP und 

SEEMP [8] ................................................................................................................ 23 

Abbildung 3: Sankey – Diagramm für Hauptmaschine MAN&BW 12K98ME/MC [13] 

................................................................................................................................. 34 

Abbildung 4: Überblick über das Envidatec GmbH System zur Datenerfassung an 

Bord eines 8.073 TEU Containerschiffes der Reederei NSB [14] ............................. 35 

Abbildung 5: Geschlossenes Schwerölsystem [13] .................................................. 38 

Abbildung 6: Sankey – Diagramm für Seeschiffe [23] .............................................. 41 

Abbildung 7: Propulsion eines Schiffes [32].............................................................. 46 

Abbildung 8: Glattwasser- und Zusatzwiderstände von Schiffen .............................. 48 

Abbildung 9: Widerstandsreduzierender Faktor durch Ruderlegen [43] ................... 58 

Abbildung 10: Automatisch erfasste Messdaten für Wellendrehzahl und 

Schiffsgeschwindigkeit.............................................................................................. 59 

Abbildung 11: Ursachen von Rauhigkeit [5] .............................................................. 61 

Abbildung 12: Bewuchs an der Außenhaut vor und nach Reinigung [46] ................. 62 

Abbildung 13: Bewuchs am Propeller vor und nach Reinigung [46] ......................... 62 

Abbildung 14: Benchmarking – Prozess [57] ............................................................ 72 

Abbildung 15: Verbrennungsdruck verschiedener Brennstoffe ................................. 81 

Abbildung 16: Wärmefreisetzungsrate verschiedener Brennstoffe ........................... 82 

Abbildung 17: Spezifischer Brennstoffverbrauch des 6.750 TEU Containerschiffs 

[Quelle] ..................................................................................................................... 83 

Abbildung 18: Zylinderschmierölrate in Abhängigkeit von der Basenzahl [61].......... 86 

Abbildung 19: Übersicht – KPIs ................................................................................ 90 

Abbildung 20: Zusammenhang zwischen mittleren Tiefgang und Verdrängung des 

6.750 TEU Containerschiffs ...................................................................................... 92 

Abbildung 21: Zusammenhang zwischen mittleren Tiefgang und Verdrängung für 

einen Teilbereich des 6.750 TEU Containerschiffs ................................................... 93 

Abbildung 22: Speed - Power - Ausgleichskurve für 6.750 TEU Containerschiff ..... 94 

Abbildung 23: Routen von zwei Atlantiküberquerungen des 6.750 TEU 

Containerschiffs [63], [64] ......................................................................................... 95 

Abbildung 24: Schiffsgeschwindigkeit auf erster Atlantiküberquerung ...................... 97 

Abbildung 25: Brennstoffverbrauch auf erster Atlantiküberquerung ......................... 97 

Abbildung 26: Schiffsgeschwindigkeit auf zweiter Atlantiküberquerung ................... 97 

Abbildung 27: Brennstoffverbrauch auf zweiter Atlantiküberquerung ....................... 98 

Abbildung 28: Propulsion Energy Intensity Indikator für zwei Atlantiküberquerungen 

................................................................................................................................. 99 

Abbildung 29: P D / P DTrial für zwei Atlantiküberquerungen ....................................... 100 

Abbildung 30: Zusatzwiderstände Wind und Seegang für zwei Atlantiküberquerungen 

............................................................................................................................... 101 

Abbildung 31: Zusatzwiderstand durch Meeresströmungen für zwei 

Atlantiküberquerungen............................................................................................ 101 

Abbildung 32: CO 2 Ausstoß für zwei Atlantiküberquerungen .................................. 102 

Abbildung 33: Verhältnis aus gemessenem und theoretischem spezifischen 

Brennstoffverbrauch auf erster Atlantiküberquerung .............................................. 103 


Brennstoffverbrauch auf zweiter Atlantiküberquerung ............................................ 103 

Abbildung 35: Route eines Reiseabschnitts des 6.750 TEU Containerschiffs [63], [64] 

............................................................................................................................... 104 

5

Abbildung 36: Propulsion Intensity Indikator für einen Reiseabschnitt ................... 104 

Abbildung 37: Energieverbrauch pro Tonne und Seemeile .................................... 105 

Abbildung 38: Containerauslastung für einen Reiseabschnitt ................................. 105 

Abbildung 39: EEOI für einen Reiseabschnitt ......................................................... 106 


Brennstoffverbrauch für Reiseabschnitt .................................................................. 106 

Abbildung 41: Vorteile der Umstellung auf eine Silikonbeschichtung [5] ................ 111 

Abbildung 42: Investitionskosten und Einsparungen bei Umstellung auf 

silikonbasierten Antifoulinganstrich [5] .................................................................... 112 

Abbildung 43: Verhältnis gemessene Leistung Hilfsdiesel / optimalen Leistung..... 113 

Abbildung 44: Häufigkeitsverteilung der Geschwindigkeit über Grund ................... 114 

Abbildung 45: Häufigkeitsverteilung der mittleren Tiefgänge ................................. 115 

6

Tabellenverzeichnis 

Tabelle 1: Vergleich der Motorisierung und Geschwindigkeit zwischen älteren 

Schiffen und Neubauten [4] 19 

Tabelle 2: Einsparpotential von Energieeinsparmaßnahmen im Schiffsbetrieb [9], [10] 

22 

Tabelle 3: Kohlenstoffgehalt für verschiedene Brennstoffsorten [11] 24 

Tabelle 4: Hauptabmessungen des 6.750 TEU Containerschiffs 26 

Tabelle 5: Automatisch erfasste Messgrößen von Envidatec GmbH und M.A.C. 

Systems Solutions GmbH 28 

Tabelle 6: Manuell erfasste Messgrößen von M.A.C. System Solutions GmbH 31 

Tabelle 7: Absolute Messabweichungen des Wellenleistungsmessers [15] 37 

Tabelle 8: Genauigkeit des Messintervalls 39 

Tabelle 9: Abweichung des spezifischen Brennstoffverbrauchs [27] 43 

Tabelle 10: Konstante C µ in Abhängigkeit vom Einfallswinkel µ 50 

Tabelle 11: Koeffizienten zur Bestimmung des Windwiderstands eines beladenen 

Containerschiffs [29] 53 

Tabelle 12: Empirische Konstanten zur Bestimmung des Zusatzwiderstandes durch 

Rauhigkeit [47] 63 

Tabelle 13: Referenzwerte für Analyse der Rauhigkeit von Propeller und Außenhaut 

[48] 64 

Tabelle 14: Manuell erfasste Messdaten von M.A.C. 67 

Tabelle 15: Temperaturen für abgekühlte und herunterkühlende Integral – 

Kühlcontainer [52] 70 

Tabelle 16: Messdaten für zwei Atlantiküberquerungen des 6.750 TEU 

Containerschiffs 95 

Tabelle 17: Ausgangshäfen und Zielhäfen eines Reiseabschnitts 103 

Tabelle 18: Messfehler der Messgrößen bei der Bestimmung der Rauhigkeit 109 

7

Abkürzungen 

Abkürzung 

Alpha ACC 

BN 

BN 

CEEMP 

CO 2 

CDP 

ECA 

EEDI 

EEOI 

GPRS 

GPS 

GT 

HFO 

HL 

HM 

IMO 

ISO 

KPI 

LSHFO 

M.A.C. 

MARPOL 

MCR 

MDO 

MEPC 

NSB 

PEI 

Bedeutung 

Alpha Adaptive Cylinder Oil Control 

Beaufort Number 

Base Number 

Company Energy Efficiency 

Management Plan 

Kohlenstoffdioxid 

Controlled Depletion Polymer 

Emission Control Area 

Energy Efficiency Design Index 

Energy Efficiency Operational Index 

Global Packet Radio Service 

Global Positioning System 

Gross Tonnage 

Heavy Fuel Oil, Schweröl 

Hinteres Lot 

Hauptmaschine 

International Maritime Organization 

International Organization for 

Standardization 

Key Performance Indicator 

Low Sulphur Heavy Fuel Oil 

M.A.C. System Solutions GmbH 

Marine Pollution 

Maximum Continuous Rating 

Marine Diesel Oil 

Marine Environmental Protection 

Committee 

Niederelbe Schiffahrtsgesellschaft mbH 

& Co. KG 

Propulsion Energy Intensity 

8

Abkürzung 

ROHR 

SEEMP 

SEI 

SPC 

SPS 

TEU 

UTC 

VL 

Bedeutung 

Rate Of Heat Release 

Ship Energy Efficiency Management 

Plan 

Ship Energy Intensity 

Self Polishing Copolymer 

Standard Positioning Service 

Twenty Foot Equivalent Unit, 

20' – ISO - Container 

Universal Time Coordinated 

Vorderes Lot 

9

Symbole, Einheiten und Indizes 

Symbol Einheit Bedeutung 

A H m 2 Windhauptspantfläche 

A L m 2 Seitenlateralfläche 

A M m 2 Hauptspantfläche 

A R m 2 Ruderfläche 

a - 

Empirische Konstante zur 

Bestimmung der Rauhigkeit 

B m Schiffsbreite 

b - 

Empirische Konstante zur 

Bestimmung der Rauhigkeit 

b e g/kWh Spezifischer Brennstoffverbrauch 

b e,Heizwert % 

Einfluss des Heizwertes auf den 

spezifischen Brennstoffverbrauch 

b e,Luftdruck % 

Einfluss des Luftdrucks auf den 


b e,Lufttemp. % 

Einfluss der Lufttemp. auf den 


b e,Seewassertemp. % 

Einfluss der Seewassertemp. auf den 


b e,real g/kWh Spezifischer Brennstoffverbrauch 

b e,real/HD 

b e,real/HM 

b e,TestBench 

g/kWh 

Spezifischer Brennstoffverbrauch 

Hilfsdiesel 

g/kWh 

Spezifischer Brennstoffverbrauch 

Hauptmaschine 

g/kWh 

Spezifischer Brennstoffverbrauch auf 

Prüfstand 

C B - Blockkoeffizient 

C BT - 

Relative Querschnittsfläche des 

Bugwulstes am vorderen Lot 

10


CD l - 

CD t - 

C F 

t-CO 2 / 

t-Fuel 

∆C F,T - 

C µ - 

C Ship - 

Koeffizient zur Bestimmung des 

Windwiderstands 


Windwiderstands 

Kohlenstoffgehalt des Brennstoffs 

Änderung des Reibungswiderstands infolge 

einer Zunahme der physikalischen Rauhigkeit 


Seegangswiderstands 


Seegangswiderstands 

C T - Gesamtwiderstandsbeiwert 

c - 

Empirische Konstante zur Bestimmung der 

Rauhigkeit 

c AA - Windwiderstandsbeiwert 

D sm Distanz 

d m Tiefgang in m 

d - 

d 0 - 

Anzahl der Tage nach letzter Erneuerung des 

Unterwasseranstrichs 

Anzahl der Tage seit Inbetriebnahme des 

Schiffes 

E HD,Hafen kJ Energieverbrauch Hilfsdiesel Hafen 

E HD,Revier kJ Energieverbrauch Hilfsdiesel Revier 

E HD,See kJ Energieverbrauch Hilfsdiesel See 

E Hilfskessel kJ Energieverbrauch Hilfskessel 

E HM,Revier kJ Energieverbrauch Hauptmaschine Revier 

E HM,See kJ Energieverbrauch Hauptmaschine See 

E Ges kJ Gesamtenergieverbrauch 

E Kühlcontainer kJ Energieverbrauch der Kühlcontainer 

E Revier kJ Gesamtenergieverbrauch im Revier 

11


E See kJ Gesamtenergieverbrauch auf See 

F % Absoluter Fehler 

FC t Fuel Consumption 

Fn - Froudezahl 

Fn H - Froudsche Tiefenzahl 

f % Relativer Fehler 

g m/s 2 Erdbeschleunigung 

H m Wassertiefe 

H U,real kJ/kg Spezifischer Heizwert (unterer Heizwert) 

k - Exponent 

k 1 µm 

k 2 µm 

Rauhigkeitshöhe der glatten (Anfangs-) 

Oberfläche 

Rauhigkeitshöhe der rauen Oberfläche nach 

bestimmter Zeit 

k T - Korrekturfaktor Tiefgang 

k TB - Korrekturfaktor Tiefgang 

k TR - Korrekturfaktor Tiefgang 

k TRB - Korrekturfaktor Tiefgang 

L PP m Länge zwischen den Loten 

L WL µm Länge der Wasserlinie 

M - Korrekturfaktor Tiefgang 

M Nm Drehmoment 

m - Korrekturfaktor Tiefgang 

 

kg / s Brennstoffmassentrom 

m Cargo t Masse Ladung 

m HD t Brennstoffverbrauch Hilfsdiesel 

m HM t Brennstoffverbrauch Hauptmaschine 

t / 0,25h Brennstoffmassenstrom Hauptmaschine 

m Zylinder/Hersteller g / kWh Zylinderschmierölverbrauch 

n 1 / min Wellendrehzahl 

n - Korrekturfaktor Tiefgang 

12


P B kW Brake Power, Bremsleistung der Maschine 

P Chilled 

Leistung eines abgekühlten 40‘ 

W 

Kühlcontainers 

P Eff,Gemessen kW Effektive Leistung 

P Eff,Optimal kW Optimale effektive Leistung 

P Frozen 

Leistung eines herunterkühlenden 40‘ 

W 

Kühlcontainers 

P D kW Delivered Power, Wellenleistung 

P D,Gemessen kW Gemessene Wellenleistung 

P D,Optimal kW Optimale Wellenleistung am Propeller 

P D,real kW Gemessene Wellenleistung 

P D,SeaTrial 

Wellenleistung unter Trial Design 

kW 

Bedingungen 

P E kW Effective Power, Schleppleistung 

P T kN Schubleistung 

R δδ kN Zusatzwiderstand durch Kurshalten 

R ββ kN Zusatzwiderstand durch Driften 

R T kN Schiffswiderstand 

R Kurshalten kN Zusatzwiderstand durch Kurshalten 

R Driften kN Zusatzwiderstand durch Driften 

R Flachwasser kN Zusatzwiderstand durch Flachwasser 

R Rauhigkeit 

R T,Rauhigkeit 

R Tiefgang+Trimm 

R T,TrialDesign 

kN 

Zusatzwiderstand durch biologische und 

physikalische Rauhigkeit 

kN 

Summe aus Glattwasser- und 

Rauhigkeitswiderstand 

kN 

Zusatzwiderstand bei Teilabladung und 

Trimm 

kN 

Schiffswiderstand unter Trial Design 

Bedingungen 

R T1 kN Widerstand bei Teilabladung und Trimm 

R KWL kN Widerstand bei Konstruktionstiefgang 

R Seegang kN Zusatzwiderstand durch Seegang 

13


R TKWL kN Widerstand bei Konstruktionstiefgang 

R T,G 

Schiffswiderstand bei Geschwindigkeit über 

kN 

Grund 

R T,Gemessen kN Gemessener Gesamtwiderstand 

R T,Glattwasser kN Glattwasserwiderstand 

R T,W 

Schiffswiderstand bei Geschwindigkeit durchs 

kN 

Wasser 

R MS kN Zusatzwiderstand durch Meeresströmung 

R Wind kN Zusatzwiderstand durch Wind 

S % Schwefelgehalt 

T m Schiffstiefgang 

T kN Schub 

T B m Höhe der Bugwulstspitze über Basis 

T 1 m Mittlerer Tiefgang bei Teilabladung 

T D m Designtiefgang 

T F m Tiefgang am vorderen Lot 

T H m Tiefgang 

T HX m Tiefgang 

T KWL m Konstruktionstiefgang 

T M m Mittlerer Tiefgang 

t - Sogziffer 

t m Trimm 

∆t h Zeitintervall 

t R - 

Widerstandsreduzierender Faktor durch 

Ruderlegen 

u A m / s Scheinbare Windgeschwindigkeit 

ρ kg / m 3 Dichte 

ρ A kg / m 3 Dichte Luft 

ρ See kg / m 3 Dichte Seewasser 

x a 

x r 

x W 

Angezeigter Messwert 

Richtiger Messwert 

Wahrer Messwert 

14


V t Verdrängung in Seewasser 

v kn Schiffsgeschwindigkeit 

v A 

Relative Anströmgeschwindigkeit des 

m / s 

Propellers 

v app kn Scheinbare Windgeschwindigkeit 

v Charterer kn Schiffsgeschwindigkeit vom Charterer 

v DurchsWasser kn Schiffsgeschwindigkeit durchs Wasser 

v eff 

Effektive Anströmgeschwindigkeit zum 

m/s 

Propeller 

v G kn Schiffsgeschwindigkeit 

v Gemessen kn Gemessene Schiffsgeschwindigkeit 

v MS kn Strömungsgeschwindigkeit 

v S kn Schiffsgeschwindigkeit 

v ÜberGrund kn Schiffsgeschwindigkeit über Grund 

v x kn Vorausgeschwindigkeit 

v W kn Schiffsgeschwindigkeit durchs Wasser 

v W kn Wahre Windgeschwindigkeit 

v y kn Quergeschwindigkeit 

w - Nachstromziffer 

β rad Driftwinkel 

δ - Querkraftkoeffizient 

δ R rad Ruderwinkel 

ε ° Einfallswinkel scheinbarer Wind 

λ m Wellenlänge 

λ R - Seitenverhältnis Ruder 

η B - 

Propellerwirkungsgrad in wirklicher 

Anordnung hinter dem Schiff 

η C - Kupplungswirkungsgrad 

η G - Getriebewirkungsgrad 

η D - Propulsionsgütegrad 

η O - Wirkungsgrad des freifahrenden Propellers 

η H - Schiffseinflussgrad 

15


η R - Gütegrad der Propelleranordnung 

η S - Wellenleitungswirkungsgrad 

∇ m 3 Verdrängung 

∆ Geschw % 

Verhältnis aus Geschw. Über Grund und 

Geschw. Durchs Wasser 

16

1 Aufgabenstellung 

Technische Universität Hamburg-Harburg 

Institut für Elektrische Energiesysteme und Automation 

Prof. Dr.-Ing. G. Ackermann 

Eißendorfer Str. 38, 21073 Hamburg 

Tel.: 040/428 78-4204 09.08.2012 

Diplomarbeit für Herrn Dirk Scheidt, Matr.-Nr.: 20522873 

Analyse der Einflüsse auf den Energieverbrauch von 

Containerschiffen und Entwicklung von Indikatoren zur Bewertung der 

Energieeffizienz 

Problem: 

Der Energieverbrauch von Containerschiffen ist von sehr vielen Parametern 

abhängig. Neben den Umgebungsbedingungen haben auch die Betriebsführung und 

die Ladung einen Einfluss auf den Energieverbrauch. Die Frage, wofür welche 

Energie aufgewendet wird, ist deshalb im Schiffsbetrieb oft nicht so genau zu 

beantworteten. Entsprechend können die Ursachen für einen unnötigen 

Mehrverbrauch oder Möglichkeiten für eine Optimierung nicht klar identifiziert 

werden. 

Im Rahmen des Forschungsprojektes EcoTrans wurden mehrere Containerschiffe 

der Reederei Niederelbe Schiffahrtsgesellschaft mbH & Co. KG mit 

Messeinrichtungen ausgestattet, die für den Energieverbrauch relevante Größen 

automatisch aufzeichnen. Für die Auswertung und Interpretation dieser gemessenen 

Werte fehlt jedoch eine Methode. 

Aufgabe: 

Für die Analyse der verschiedenen Einflüsse auf den aktuellen Energieverbrauch 

eines Containerschiffes ist eine modellgestützte Auswertung zu entwerfen. Diese 

Auswertung soll es ermöglichen, aus den erfassten Verbrauchsdaten und den 

erfassten Umgebungs- und Betriebsbedingungen den Energieverbrauch den 

einzelnen Ursachen zuzuordnen. Um Vergleiche zu erleichtern sollen Indikatoren für 

die Energieeffizienz des Schiffes sowie relevanter Teilsysteme definiert werden. 

Die Methode der Auswertung soll am Beispiel der vorliegenden Messwerte eines 

Containerschiffes dargestellt werden. 

Die Untersuchung ist im Hause Envidatec GmbH durchzuführen. Die Arbeit oder 

bestimmte Teile der Arbeit sind nach Maßgabe durch Envidatec GmbH vertraulich zu 

behandeln. 

Prof. Dr.-Ing. G. Ackermann 

17

2 Einleitung und Motivation 


Angesichts steigender Brennstoffkosten, sinkender Frachtraten und strengerer 

Umweltauflagen in der Schifffahrt gewinnt die Reduzierung des Brennstoffverbrauchs 

und der Schadstoffemissionen zunehmend an Bedeutung. 

Abbildung 1: Entwicklung der Schwerölpreise 1990 - 2012 [1] 

Die International Maritime Organization (IMO) hat auf diese Entwicklung reagiert und 

in der 62. Versammlung des Marine Environmental Protection Committees (MEPC) 

zur Reduzierung der Treibhausgasemissionen von Schiffen im Juli 2011 

beschlossen, die Maritime Pollution Act (MARPOL) - Konvention um den Ship Energy 

Efficiency Management Plan (SEEMP) und den Energy Efficiency Design Index 

(EEDI) zu erweitern. Ab dem 01.01.2013 muss jedes in Betrieb befindliche Schiff 

einen SEEMP mitführen. Weiterhin müssen alle Neubauten ab einer Größe von 400 

GT (Gross Tonnage) einen vorgegebenen Grenzwert für den EEDI zur Bewertung 

der potentiellen Transporteffizienz erfüllen. Diese Grenze wird nach der Einführung 

am 01.01.2013 schrittweise in einem fünf Jahres Abstand von 2015 bis 2025 weiter 

verschärft. 

Mit der Einführung des SEEMP soll die Energieeffizienz des Schiffsbetriebs 

gesteigert und dadurch Brennstoffverbrauch und Umweltbelastung gesenkt werden 

[2], [3]. 

18


Um Brennstoffkosten einzusparen, wurde in den vergangenen Jahren die 

Dienstgeschwindigkeit in der Containerschifffahrt deutlich gesenkt. Dies hat zur 

Folge, dass ältere Containerschiffe häufig übermotorisiert sind und die 

Rumpfgeometrie nicht optimal auf die Schiffsgeschwindigkeit abgestimmt ist, siehe 

Tab. 1. 

Tabelle 1: Vergleich der Motorisierung und Geschwindigkeit zwischen älteren Schiffen und 

Neubauten [4] 

TEU 

Leistung 

in kW 

Geschwindigkeit 

in kn 

Neubauten 4.600 27.060 21,6 

Ältere 

Schiffe 

4.300 36.560 23,5 

4.800 39.970 24 

Neubauten 7.100 41.180 22,2 

Ältere 

Schiffe 

6.750 57.100 25,8 

7.500 68.470 25,8 

Die Analyse der Einflüsse auf den Energieverbrauch sowie die Steigerung der 

Energieeffizienz sind daher speziell für ältere Schiffe von hoher Bedeutung. 

Um die Energieeffizienz des Schiffsbetriebs zu bewerten, hat die MEPC den Energy 

Efficiency Operational Index (EEOI) eingeführt, der im Gegensatz zum SEEMP und 

zum EEDI nicht verbindlich ist. Neben dem EEOI empfiehlt die IMO im Rahmen des 

SEEMP die Einführung weiterer energieeffizienzrelevanter Kennzahlen. 

Ziel dieser Arbeit ist in Anlehnung an den SEEMP die Analyse der Einflüsse auf den 

Energieverbrauch eines Containerschiffs der Reederei Niederelbe 

Schiffahrtsgesellschaft mbH & Co. KG (NSB) sowie die Entwicklung von Indikatoren 

zur Bewertung der Energieeffizienz. 

Die Arbeit stützt sich auf Messwerte, die auf einem Containerschiff der NSB erhoben 

wurden. Zunächst werden anhand der zur Verfügung stehenden Messgrößen die 

verschiedenen Einflüsse auf den Energieverbrauch beschrieben. Daraufhin werden 

Kennzahlen für die Bestimmung der Energieeffizienz des Schiffes sowie 

19


relevanter Bereiche definiert. Anschließend werden die Messdaten auf Grundlage der 

vorangegangenen Theorie mit Excel und der Energiemonitoring – Software der 

Envidatec GmbH dargestellt und ausgewertet. 

Die Daten, die freundlicherweise von der NSB zur Verfügung gestellt wurden, sind 

vertraulich und werden in dieser Arbeit daher anonymisiert dargestellt. 

20


3 Ship Energy Efficiency Management Plan und Energy 

Efficiency Operational Index 

3.1 Ship Energy Efficiency Management Plan 

Der SEEMP soll in Form eines Energiehandbuchs erläutern, welche 

energieeinsparenden Maßnahmen an Bord zu welchem Zeitpunkt und durch wen 

und wie umzusetzen sind. 

Die Struktur des SEEMP ähnelt sehr dem Aufbau der internationalen 

Umweltmanagementnorm ISO 14001. Die Vorgehensweise zur Umsetzung von 

Energieeinsparmaßnahmen wird in vier Phasen gegliedert [5], [6], [7]: 

• Planung 

• Umsetzung 

• Monitoring 

• Analyse und Verbesserung 

Planung 

Die Einführung von Energieeinsparmaßnahmen setzt die Kenntnis der Stoff- und 

Energieflüsse an Bord voraus, da Einsparpotentiale zunächst eruiert und 

Referenzwerte zur Bewertung derer Wirtschaftlichkeit definiert werden müssen. 

Daher wird in dieser Phase festgelegt, welche Messdaten für das jeweilige Schiff 

hinsichtlich einer Analyse der Energieeffizienz relevant sind. Die Planung umfasst 

neben der Einführung von Energieeinsparmaßnahmen auch das Erarbeiten von 

Methoden zu deren Umsetzung und Kontrolle. 

Ein wichtiger Bestandteil des Planungsprozess ist neben der Schulung des 

Personals die Festlegung eines Ziels. Das Ziel - wie zum Beispiel den 

Brennstoffverbrauch pro Reise zu senken - muss messbar sein und alle Beteiligten 

motivieren den SEEMP umzusetzen. 

Die IMO schlägt unter anderem folgende operative Maßnahmen zur Reduzierung des 

Brennstoffverbrauchs im Rahmen des SEEMP vor: 

21


• Wetter-, Strömungs- und Tidenoptimiertes Routing 

• Trimm - Optimierung 

• Wartung und Reinigung von Außenhaut und Propeller 

• Überwachung des Zustands der Dieselmotoren 

• Überwachung der Energieeffizienz 

Die Reederei NSB verchartert ihre Schiffe und trägt somit unter anderem die Kosten 

für Personal -und Proviant, Schmieröl, Wartungs- und Reparaturarbeiten sowie für 

das Docken inklusive Außenhautreinigung und Neuanstrich [8]. Die Brennstoffkosten 

werden vom Charterer getragen, der auch die Schiffsgeschwindigkeit festlegt. 

Vor diesem Hintergrund werden in dieser Arbeit Energieeinsparmaßnahmen 

beleuchtet, die von der Reederei umgesetzt werden können ohne mit hohen 

Investitionskosten verbunden zu sein. Die Einsparpotentiale der vorgestellten 

operativen Maßnahmen sind Tab. 2 zu entnehmen. 

Tabelle 2: Einsparpotential von Energieeinsparmaßnahmen im Schiffsbetrieb [9], [10] 

Brennstoff / CO 2 

Energieeinsparmaßnahmen 

Einsparpotential 

im Schiffsbetrieb 

in % 

Wetterrouting 2 - 4 

Trimm - Optimierung 3 - 5 

Optimale Wartung und 

Reinigung der Außenhaut 

3 - 5 

Optimale Wartung und 

Reinigung des Propellers 

1 - 3 

Überwachung des Zustands 

der Dieselmotoren 

0,5 - 1 

Überwachung der 

Energieeffizienz 

3 - 5 

Umsetzung 

Nach der Festlegung der energieeffizienzrelevanten Messdaten muss bestimmt 

werden, wie diese erfasst werden können und wer für die Erfassung zuständig ist. 

22


Monitoring/Beobachtung der Umsetzung 

Um die Energieeffizienz des Schiffsbetriebs zu bewerten, empfiehlt die IMO die 

Einführung des EEOI sowie weiterer energieeffizienzrelevanter Kennzahlen. 

Voraussetzung ist die konstante Erfassung von Messdaten, die nach Möglichkeit die 

Besatzung nicht zusätzlich belasten darf. 

Analyse und Verbesserung 

Ziel dieser Phase des SEEMP Prozesses ist es die Wirksamkeit der durchgeführten 

Maßnahmen zu analysieren. Diese Phase bildet die Grundlage für die Planung des 

nächsten Zyklus. 

Ein Beispiel für einen SEEMP ist im Anhang A. zu finden [7]. 

Zusätzlich zum SEEMP wird die Einführung eines Company Energy Efficiency 

Management Plans (CEEMP) empfohlen. Während der SEEMP für jedes Schiff 

individuell erstellt wird, ist der CEEMP ein Flotten- oder Unternehmens- 

Energieeffizienzplan, der die Einzelheiten des SEEMP-Prozesses regelt (siehe Abb. 

2). Im Rahmen des CEEMP sollen neue Maßnahmen zur Energieeinsparung definiert 

und ein Bewertungsschema dieser Maßnahmen festgelegt werden. Weiterhin ist ein 

Überblick über die Flotteneffizienz zu etablieren [5]. 

Abbildung 2: Strukturierte Vorgehensweise für die Einführung von CEEMP und SEEMP [5] 

23


3.2 Energy Efficiency Operational Index 

Mit dem EEOI wird die Menge an emittiertem Kohlenstoffdioxid in Abhängigkeit der 

Transportleistung eines Schiffes bestimmt. Damit ist der EEOI ein Indikator für die 

Effizienz des Schiffbetriebs. 

Die Berechnung des EEOI für einen Reiseabschnitt ist definiert wie folgt: 

EEOI= ∑ j FC j·C Fj 

m Cargo·D 

(3.1) 

Ein Mittelwert des EEOI für eine Rundreise wird bestimmt durch: 

j: Brennstoffsorte 

i: Reisenummer 

EEOI= ∑ i ∑ j FC j·C Fj 

∑ i m Cargo,i·D i 

FC ij : Masse an verbrauchten Brennstoff der Sorte j auf Reise i 

CF j : Von der Brennstoffsorte j abhängige Kohlenstoffgehalt 

m cargo : Anzahl TEU oder Masse Ladung in t 

D: Zurückgelegte Strecke in nautischen Meilen zugehörig zu der jeweils transportierten Ladung 

(3.2) 

Tabelle 3: Kohlenstoffgehalt für verschiedene Brennstoffsorten [11] 

Die Einheit des EEOI wird in Gramm oder Tonnen CO 2 pro transportierte Tonne 

Ladung und Seemeile angegeben [11]. 

24


Der EEOI variiert mit der Auslastung der Ladekapazität und ist damit stark 

konjunkturabhängig. Weiterhin bleibt die Ladungszusammensetzung wie die Anzahl 

geladener Kühlcontainer unberücksichtigt. Da die Schiffsgeschwindigkeit vom 

Charterer festgelegt ist, hat die Reederei nur einen geringen Einfluss auf den CO 2 – 

Ausstoß [6]. 

25

4 Messtechnik auf Containerschiffen 


Insgesamt sind gegenwärtig sieben Containerschiffe der Reederei NSB mit 

Messtechnik ausgestattet. 

Drei 6.750 TEU Schwesterschiffe sind mit Messtechnik der M.A.C. System Solutions 

GmbH ausgerüstet. Es werden sowohl manuell als auch automatisch erfasste 

Messdaten aufgezeichnet. Von drei weiteren 8.073 TEU Schwesterschiffen ist eines 

mit dem automatischen M.A.C System und zwei mit dem automatischen Messsystem 

der Envidatec GmbH ausgestattet. Darüber hinaus ist aktuell noch eines von 

mehreren 5.500 TEU Schwesterschiffen mit dem automatischen M.A.C. System 

ausgerüstet worden. Die erfassten Messgrößen werden im Kapitel 5.1 Vorhandene 

Messgrößen aufgeführt. 

Der Messaufbau der Envidatec GmbH wird im Kapitel 5.2 Messaufbau der Envidatec 

GmbH näher erläutert. 

Im Rahmen der Diplomarbeit werden die automatisch und manuell erfassten 

Messdaten für ein mit dem M.A.C. System ausgestatteten 6.750 TEU 

Containerschiffs analysiert. Die Hauptabmessungen sind in Tabelle 4 dargestellt. 

Tabelle 4: Hauptabmessungen des 6.750 TEU Containerschiffs 

Hauptabmessungen 

des 6.750 TEU Containerschiffs 

Länge in m 

Breite in m 

Tiefgang in m 

Deadweight in t 

Anzahl TEU 

Anzahl FEU 

Anz. Kühlc. im 

Laderaum 

299 

40 

14 

85.824 

6.750 

3.326 

0 

26


Hauptabmessungen 

des 6.750 TEU Containerschiffs 

Anz. Kühlc. über Deck 

Geschwindigkeit in kn 

500 

25,6 

Hauptmaschine 

Leistung in kW 

und 

MAN B&W 10K98MC-C 

57.100 

Wellendrehzahl 

1/min 

in 

104 

Hilfsdiesel Nr. 1 – 4 

und Leistung in kW 

Wärtsilä 6R32LND 

2.220 

Strahlerleistung in kW 

1.500 

27

5 Messdaten und Messaufbau 


In diesem Abschnitt wird zunächst ein Überblick verschafft, welche Messgrößen von 

M.A.C. und Envidatec erfasst werden. Weiterhin wird die Qualität der Messdaten 

analysiert. 

5.1 Vorhandene Messgrößen 

Für eine Bewertung der Energieeffizienz stehen die in Tabelle 5 aufgeführten 

automatischen Messgrößen zur Verfügung, die jeweils in einem Messintervall von 15 

min aufgezeichnet werden. 

Bei dem Messsystem der Envidatec werden die GPS Daten Position, Kurs und 

Geschwindigkeit alle 15 Minuten als Momentanwerte erfasst. Für die analogen 

Messdaten Wellendrehzahl, Drehmoment und Wellenleistung wird jeweils ein 

Mittelwert über 32635 Messwerte für den Zeitraum von 15 min gebildet, um 

elektrische Fehler herauszufiltern. 

Verbrauchsdaten werden über das Zeitfenster aggregiert, also Impulse 

in dem 15 Minuten Zeitfenster. 

Das M.A.C - System zeichnet jeweils einen Datensatz pro Sekunde auf und speichert 

diesen in einem Zwischenspeicher. Nach 15 Minuten erfolgt eine Mittelwertbildung 

inklusive Bestimmung der Standardabweichung. 

Die Messwerte werden von beiden Systemen in Universal Time Coordinated (UTC) – 

Zeit erfasst. 

Tabelle 5: Automatisch erfasste Messgrößen von Envidatec GmbH und M.A.C. Systems 

Solutions GmbH 

Messgröße 

Envidatec 

automatisch 

M.A.C. 

automatisch 

Datum x x 

Uhrzeit UTC x x 

28


Messgröße 

Envidatec 

automatisch 

M.A.C. 

automatisch 

Position x x 

Kurs x x 

Distanz über Grund x x 

Distanz durchs Wasser 

Wahre Windrichtung 

Wahre Windgeschwindigkeit 

Scheinbare Windrichtung 

Scheinbare Windgeschwindigkeit 

Strömungsgeschwindigkeit 

x 

x 

x 

x 

x 

x 

Geschw. über Grund x x 

Geschw. durchs Wasser 

x 

Verbrauch Hauptmaschine (HM) x x 

Verbrauch Hilfsdiesel (HD) x x 

Brennstoffzähler HM 

Brennstoffzähler HD 

Brenstoffzähler gesamt 

x 

x 

x 

Spez. Brennstoffverbrauch x x 

Spez. Brennstoffverbrauch nach 

ISO 

Brennstofftemp. HM 

Brennstofftemp. HD 

Leistung einzelner Hilfsdiesel 

Leistung Hilfsdiesel gesamt 

x 

x 

x 

x 

x 

29


Messgröße 

Envidatec 

automatisch 

M.A.C. 

automatisch 

Wellendrehzahl x x 

Wellenleistung x x 

Wellendrehmoment x x 

Slip 

Schiffseinflussgrad über Grund 

x 

x 

Schiffseinflussgrad 

Wasser 

Propellerwirkungsgrad 

Propulsionsgütegrad 

Tiefgang am vorderen Lot 

Tiefgang am hinteren Lot 

Tiefgang Mitte 

Trimm in ° 

Krängung in ° 

Schwefeloxid - Emission 

Stickstoffoxid - Emission 

durchs 

x 

x 

x 

x 

x 

x 

x 

x 

x 

x 

Kohlenstoffdioxid - Emission 

x 

Darüber hinaus werden von der Besatzung auf einigen mit dem M.A.C. – System 

ausgerüsteten Schiffen täglich bei Fahrt auf See manuelle Messdaten in Form von 

Noon – Reports erfasst und ins M.A.C. – System übertragen. Zusätzlich werden bei 

besonderen Ereignissen wie Abfahrt, Beginn der Seereise, Ende der Seereise, 

Ankern und Ankunft Reports erstellt. 

30


Tabelle 6: Manuell erfasste Messgrößen von M.A.C. System Solutions GmbH 

Manuelle Messdaten 

Nautische Daten Motordaten Schmieröl Betriebsstunden Ladung 

Brennstoff 

und MDO 

HFO/LSFO 

Reisenummer 

Datum und Zeit 

Ereignis (Abfahrt, Beginn der Seereise, Noon – Reports, Ende der Seereise, Ankern und Ankunft) 

Zeitzone 

Betriebsstunden HM 

Verbrauch Betriebsstunden HM 

Zielhafen 

Umdrehungszahl HM 

Zylinderschmieröl/ Betriebsstunden je 

Position 

Leistung HM 

Schmieröl HM/ HD 

Kurs 

Wellendrehzahl HM 

Schmieröl je HD Betriebsstunden 

Verbleibende Distanz Turboladerdrehzahl 

Hilfskessel (HK) 

Zurückgelegte Distanz Abschaltung Turbolader 

über Grund 

Ladeluftdruck HM 

Zurückgelegte Distanz Gesamtenergie HM 

über Wasser 

Energie je HD 

Geschw. vom Charterer Abgastemp. zum Abgaskessel 

Geschw. über Grund Abgastemp. vom Abgaskessel 

Geschw. durchs Wasser Niedrigtemperaturkreislauf 

Strömung 

Temp. am Ladeluftkühler 

Slip 

Maschinenraum - Temp. 

Tiefgang VL und HL Seewassertemperatur 

Trimm 

Abfahrtshafen 

Zielhafen 

Tiefgang VL und HL 

Trimm 

Metazentrische Höhe GM 

Max. Querkräfte 

Max. Biegemoment 

Max. Torsionsmoment 

Volle 20‘ Container 

Volle 40‘ Container 

Leere 20‘ Kühlcontainer 

Leere 40‘ Kühlcontainer 

Volle 20‘ Kühlcontainer 

Volle 40‘ Kühlcontainer 

Gesamtzahl leerer 20‘ 

Container 

Gesamtzahl leerer 40‘ 

Container 

Verbrauch Hauptmaschine/ 

Hilfsdiesel/Hilfskessel 

Gesamtverbrauch 

HM Brennstoffzähler 

HD Brennstoffzähler 

HM Dichte Brennstoff 

HD Dichte Brennstoff 

Brennstoffdichte bei 15°C 

Schwefelgehalt 

Heizwert 

31


Manuelle Messdaten 

Nautische Daten Motordaten Schmieröl Betriebsstunden Ladung 

Wassertiefe 

Gesamtzahl 20‘ 

Windgeschwindigkeit 

Container 

Wellenhöhe 

Masse Payload 

Swellhöhe 

Ballastwassermasse 

Umgebungstemp. 

Differenz 

von 

Leerschiffsgewicht und 

der tatsächlichen 

Verdrängung bei leerem 

Schiff 

Anzahl Intermodaler 

Container 

Brennstoff 

und MDO 

HFO/LSFO 

32


Die Erfassung zusätzlicher Messgrößen wie Tiefgang, Windstärke und - richtung 

durch das M.A.C. System gegenüber dem Betriebsdatencontrolling System der 

Envidatec GmbH ermöglicht eine genauere Analyse der Einflüsse auf den 

Energieverbrauch, da Umwelt- und Umgebungsbedingungen sowie 

Beladungszustände den Brennstoffverbrauch entscheidend beeinflussen. 

Diese Messdaten können darüber hinaus für die Bestimmung der energieffizientesten 

Route dienen. 

Energieeinsparpotential durch Erfassung weiterer Messdaten 

Durch das M.A.C. System werden bereits viele Messgrößen an Bord erfasst. 

Dennoch könnte die Erfassung und Auswertung weiterer Messgrößen die Grundlage 

für zusätzliches Einsparpotential bilden: 

• Ruderbewegung: Anhand von Messdaten zur Ruderbewegung kann die 

Kalibrierung des Autopiloten überprüft werden. Es gilt zu vermeiden, dass 

unnötige Ruderbewegungen beim Kurshalten den Widerstand und damit den 

Brennstoffverbrauch erhöhen [12]. 

• Energieverbrauch der Kühlcontainer: Kühlcontainer zählen zu den größten 

elektrischen Verbrauchern an Bord von Kühlcontainerschiffen. Um eine 

aussagekräftige Analyse der Energieeffizienz mehrerer Reisen oder Schiffe zu 

erhalten, muss daher der Energieverbrauch der Kühlcontainer bestimmt 

werden. Alternativ zu Messungen kann der Energieverbrauch abgeschätzt 

werden, indem den Kühlcontainern je nach Größe und Kühlung – abgekühlt 

oder herunterkühlend – ein Mittelwert für die Leistung aus der Literatur 

zugeordnet wird (siehe Kapitel 6.2 Bordenergie (Hilfsdiesel)). 

• Verdrängung: Um im Rahmen einer Energieeffizienzanalyse bestimmen zu 

können, wie viel Energie pro transportierte Tonne und Seemeile benötigt 

wurde, muss die Verdrängung des Schiffes bekannt sein. Bislang werden 

ausschließlich die Tiefgänge bestimmt. In Kapitel 8 Auswertung der 

Messdaten werden die Verdrängungen auf Grundlage der bekannten 

Messdaten näherungsweise bestimmt. 

33


• Zylinderschmieröl: Bisher wird der Zylinderschmierölverbrauch manuell 

bestimmt. Eine automatische Bestimmung des Zylinderschmierölverbrauchs in 

kürzeren Zeitabständen hätte den Vorteil, das hohe Abweichungen des 

Verbrauchs von den Herstellerangaben zeitlich besser eingeordnet und 

genauer analysiert werden könnten. Zudem besteht an Bord die Möglichkeit 

der Ursache für plötzlich ansteigende Verbräuche umgehend auf den Grund 

zu gehen. 

• Abgasmassen- und Hochtemperaturkühlwasserstrom: Die an Bord installierten 

Dieselmotoren haben einen hohen Einfluss auf den Verbrauch. Für die 

Hauptmaschine vom Typ MAN&BW K98ME/MC ist das Sankey - Diagramm in 

Abb. 3 dargestellt. Demnach betragen die thermischen Verluste ungefähr 50 

%. Die Abgasenergie wird auf dem 6.750 TEU Containerschiff der NSB durch 

den Abgaskessel genutzt. Das Hochtemperatur - Kühlwasser wird für die 

Frischwassererzeugung verwendet. Durch Messung und Analyse der 

Stoffströme kann überprüft werden, ob die Dimensionierung der Kessel 

wirtschaftlich ist und ob die Abgas- und Hochtemperatur – Kühlwasser - 

Energie zusätzlich für die elektrische Energieerzeugung oder die 

Klimatisierung genutzt werden könnte. 

Abbildung 3: Sankey – Diagramm für Hauptmaschine MAN&BW 12K98ME/MC [13] 

34


5.2 Messaufbau der Envidatec GmbH 

Im Rahmen der Diplomarbeit wurde auf einem 8.073 TEU Containerschiff der 

Reederei NSB das Energie- und Betriebsdatencontrolling System der Envidatec 

GmbH installiert. Dieses System wurde entwickelt, um mit niedrigen 

Investitionskosten und geringem Aufwand die wichtigsten Messgrößen zu erfassen. 

Gegenwärtig werden Position, Kurs, Geschwindigkeit über Grund, Drehmoment, 

Wellendrehzahl, Wellenleistung sowie Verbrauch der Hauptmaschine und Hilfsdiesel 

erfasst. 

Die Datenerfassung und Protokollierung der analogen und digitalen Messpunkte 

erfolgt durch den Datenlogger VIDA44M. Der Datenlogger verfügt über eine 

Kommunikationsanbindung, die das Ethernet des bordeigenen Prozessleitsystems 

nutzt. Die Messgrößen der verschiedenen Sensoren werden durch analoge und 

digitale Input / Output - Module erfasst und via ModBus an Ethernet - Gateways 

übertragen. Diese übermitteln die Messdaten an den Datenlogger. Alle Sensoren 

sind durch Trennverstärker bzw. Impulsdoppler galvanisch vom Steuerkreis getrennt, 

um Störungen der bordeigenen Prozesssteuerung auszuschließen. 

Auf der Brücke wird eine Global Positioning System (GPS) – Antenne zur 

Bestimmung der Position sowie eine General Packet Radio Service (GPRS) – 

Antenne zur Übertragung der Messdaten bei Fahrt in Küstennähe installiert. Da eine 

zuverlässige Übertragung der Daten zur Zentralstation via GPRS nur im küstennahen 

Bereich möglich ist, wurde das interne GPRS - Modem des Datenloggers um ein 

externes Satelliten - Modem erweitert, um zukünftig die Satelliten - Kommunikation 

des Schiffes für die Datenübertragung nutzen zu können [14]. 

Bridge 

SAT antenna 

Enginge control room 

etc. 

etc. 

Abbildung 4: Überblick über das Envidatec GmbH System zur Datenerfassung an 

Bord eines 8.073 TEU Containerschiffes der Reederei NSB [14] 

35


5.3 Qualität der Messdaten 

Die Qualität der Messdaten wird beeinflusst durch die Häufigkeit der 

Messdatenerfassung und der Messgenauigkeit der Messgeräte und – verfahren. 

Bei der manuellen Erfassung der Messdaten können darüber hinaus Ablesefehler 

auftreten. Auch eine zeitgleiche Erfassung der Messgrößen ist manuell nicht möglich. 

Viele Messgrößen werden sowohl manuell als auch automatisch erfasst. Die 

manuellen Daten können unter anderem zur Verifizierung der automatischen 

Messdaten bei Ausreißern fungieren. 

5.3.1 Messgenauigkeit der Messgeräte und Messverfahren 

Im Folgenden werden die Messgenauigkeiten der für die automatische 

Datenerfassung relevanten Messgeräte untersucht. 

Wellenleistungsmesser 

Die kontinuierliche Messung von Drehmoment, Wellenumdrehungszahl und 

Wellenleistung erfolgt durch das Shaft Power Meter vom Hersteller Kyma. 

Das Drehmoment wird mit Hilfe von Dehnungsmessstreifen gemessen, die auf die 

Oberfläche der Welle geklebt sind. Dehnungsmessstreifen ändern bei geringer 

Verformung ihren elektrischen Widerstand. Geschützt werden die 

Dehnungsmessstreifen von einem Aluminiumring, der um die Welle gespannt ist und 

elektronische Komponenten zur Signalverarbeitung und analogen Übertragung 

enthält. Die Frequenz der Signale wird umgewandelt und an ein stationäres Gerät 

übermittelt. Die Wellendrehzahl wird über Magnete, die am Aluminiumring befestigt 

sind, bestimmt. Wellenleistung und Energie werden durch einen im stationären Gerät 

integrierten Signalprozessor aus dem Drehmoment und der Wellendrehzahl 

berechnet [15]. 

In der Messtechnik wird zwischen dem wahren Wert x W und dem richtigen Wert x r 

der Messgröße unterschieden. Der wahre Wert ist ein idealer Messwert. Der richtige 

Messwert ist der Messwert, der durch eine fehlerfreie Messeinrichtung bestimmt 

werden würde. Die absolute und relative Abweichung eines Messwertes wird durch 

36


den Vergleich des angezeigten Messwertes x a mit dem richtigen Wert x r definiert 

[16]: 

• Absoluter Fehler: F=x a -x r (5.1) 

• Relativer Fehler: f= x a 

x r 

-1 ·100% (5.2) 

Die absoluten Messabweichungen gemäß Herstellerangaben sind in Tab. 7 

dargestellt: 

Tabelle 7: Absolute Messabweichungen des Wellenleistungsmessers [15] 

Messabweichung 

Messgröße Absolut 

Drehmoment < +/- 0,5 % 

Wellendrehzahl < +/- 0,1 % 

Leistung < +/- 0,5 % 

Im Folgenden wird überprüft, wie stark die vom M.A.C. System angezeigten 

Messdaten der Wellenleistung von den über Drehmoment und Wellendrehzahl 

berechneten Werten abweichen. 

Es gilt: 

P D =M·2π·n (5.3) 

Für den Zeitraum vom 04.04.2012 bis zum 15.07.2012, was über 9400 Messpunkten 

entspricht, wird die mittlere Abweichung der gemessenen und berechneten 

Leistungswerte bestimmt. Die Abweichung beträgt im Mittel 4,75 %. Neben den 

Messabweichungen der Messgeräte entstehen weitere Ungenauigkeiten durch die 

Mittelwertbildung. 

Genauigkeit der Positionsbestimmung und Geschwindigkeit über Grund 

Das Standard Positioning Service (SPS) erreicht derzeit in 95 % der Messungen eine 

horizontale Messgenauigkeit von circa 15 m [17]. 

Bei der Bestimmung der Geschwindigkeit wird meist der Dopplereffekt genutzt. Der 

GPS Empfänger bestimmt die Geschwindigkeit mit einer Genauigkeit von < 0.05 m/s 

37


(< 0,027 kn) über die Messung der Frequenzverschiebung, die proportional zur 

relativen Geschwindigkeit von Empfänger und Satellit ist [18], [19]. 

Durchflussmessung 

Die Messung des Brennstoffmassenstroms erfolgt über eine Durchflussmessung mit 

Messgeräten des Herstellers VAF Instruments vom Modelltyp B5050 für die 

Hauptmaschine und Typ B5040 für die Hilfsdiesel. Für beide Geräte beträgt die 

Messabweichung gemäß Herstellerangaben +/- 0,2 % [4]. 

In Abb. 5 ist das Schwerölsystem und das Durchflussmessgerät für die 

Hauptmaschine vereinfacht abgebildet. Ein Teil des Brennstoffmassenstroms, der 

vom Durchflussgerät erfasst wird, fließt vorerst zum Mischrohr zurück und wird erst 

anschließend verbrannt. Dennoch werden die Messdaten zum Brennstoffverbrauch 

als genau angenommen, da der gesamte, das Durchflussgerät passierende 

Brennstoffmassenstrom verbraucht wird. 

Abbildung 5: Geschlossenes Schwerölsystem [13] 

Windmessanlage 

Zur Messung der Windrichtung und Windgeschwindigkeit ist an Bord des 6.750 TEU 

Containerschiffs der kombinierte Schiffs – Wind - Sensor des Herstellers Lambrecht 

vom Typ 14513N18G4H installiert. 

38


Der Hersteller gibt die absolute Messabweichung der Windrichtung mit +/- 1 % und 

die der Windgeschwindigkeit mit +/- 2 % an [20]. 

Tiefgangsmessung 

Für die Messung des Tiefgangs wird die Tauchsonde HCG2011 vom Hersteller Hoppe 

eingesetzt. Dieser Drucksensor misst den hydrostatischen Druck an der Außenhaut 

über den piezoelektrischen Effekt. Die Messabweichung beträgt gemäß 

Herstellerangaben +/- 0,2 % [21]. 

5.3.2 Messgenauigkeit des Messintervalls 

Für eine Revierfahrt von Hamburg nach Rotterdam liegen Messwerte wie Position, 

Geschwindigkeit über Grund, Windgeschwindigkeit, Windrichtung, Lufttemperatur, 

Luftdruck und Pitch vor, die in einem Abstand von einer Sekunde erfasst wurden. Für 

jede Messgröße stehen 100011 Messwerte zur Verfügung, was einem Zeitraum von 

1,16 Tagen entspricht. 

Um zu analysieren, wie genau die Erfassung der Messgrößen durch die Envidatec 

mit einem Intervall von 15 min ist, wurde aus diesen Messgrößen der Mittelwert 

gebildet und mit dem Mittelwert der gleichen Messgrößen im Abstand von 15 min 

verglichen (siehe Tab. 8). 

Tabelle 8: Genauigkeit des Messintervalls 

Messgröße 

Geschw. über 

Grund 

in kn 

Windgeschw. 

in kn 

Windrichtung 

in ° 

Mittelwert Mittelwert 

Abweichung der 

Messung pro Messung pro 

Mittelwerte in % 

Sekunde 900 Sekunden 

15,41 15,56 

0,99 

10,26 10,23 

- 0,35 

141,71 148,30 4,44 

39

6 Energie- und Stoffströme auf Schiffen 

Messgröße 

Lufttemperatur 

in C° 

Luftdruck 

in bar 

Pitch 

in % 

Mittelwert Mittelwert 

Abweichung der 

Messung pro Messung pro 

Mittelwerte in % 

Sekunde 900 Sekunden 

9,86 9,91 0,45 

1,0098 1,0096 - 0,025 

66,69 67,45 1,13 

Mit Ausnahme der Windrichtung und des Pitch, deren Abweichung der Mittelwerte 

4,44 % bzw. 1,13 % beträgt, bleibt die Abweichung der Mittelwerte für die 

betrachteten Messgrößen bei unter einem Prozent. 

Das Datenvolumen bei Erfassung der Messdaten im Intervall von 15 min beträgt nur 

0,9 % der Datenmenge bei Aufzeichnung im Sekundentakt. Dadurch sinken die die 

Datenübertragungskosten per Satellit um ein Vielfaches. Entsprechend wird das 

gewählte Messintervall als sinnvoll betrachtet. 

Die Streuung der Messdaten von Noon - Reports liegt verglichen mit kontinuierlichen 

Messungen um mehr als 60 % höher [22]. 


Die Analyse der Energieeffizienz von Schiffen sowie die Identifikation von 

Energieeinsparpotentialen setzen voraus, dass die Verbrauchsverursacher sowie 

deren Einflüsse auf den Energieverbrauch bekannt sind. Im Rahmen einer 

Energieflussanalyse sollen daher die Verbrauchsverursacher und deren 

Abhängigkeiten und Einflüsse untersucht werden. 

Eine vereinfachte Darstellung der Energieflüsse auf Seeschiffen in Form eines 

Sankey - Diagramms ist in Abb. 6 dargestellt. Die Brennstoffenergie wird in 

Fahrtenergie in Form von Schubleistung, elektrische Energie sowie Dampfenergie 

umgewandelt. Bei der Umwandlung der Energieformen treten Verluste auf, die in 

Abb. 6 grau dargestellt werden. 

40


Abgegebene 

Leistung, kW 

Schubleistung 

Energie 

In kJ 

Elektrische Leistung 

Dampf 

Verluste 

Dichte 

Brennstoff 

Wirkungs 

-grad 

Kessel 

Wirkungsgrad 

HD 

Wirkungsgrad HM 

Schiffseinflussgrad 

Propellerwirkungsgrad 

Abbildung 6: Sankey – Diagramm für Seeschiffe [23] 

Im Folgenden werden die unterschiedlichen Energieflüsse sowie die dabei 

auftretenden Verluste genauer untersucht. 

6.1 Fahrtenergie (Hauptmaschine) 

Die Hauptmaschine hat die Aufgabe den Vortrieb des Schiffes zu erzeugen. 

Anhand der automatischen Messdaten wird für eine Rundreise des 6.750 TEU 

Containerschiffs das Verhältnis der Brennstoffverbräuche von Hauptmaschine und 

Hilfsdiesel bezogen auf den Gesamtverbrauch bestimmt. Die Hauptmaschine hatte 

einen Anteil von circa 90 % am Gesamtverbrauch und die Hilfsdiesel entsprechend 

circa 10 %. 

Daher liegt der Schwerpunkt der Energieflussanalyse auf der Fahrtenergie. 

Der Brennstoffverbrauch des Hilfskessels wird in dieser Rechnung vernachlässigt, da 

hierfür keine Messdaten vorliegen. Der Anteil des Hilfkesselverbrauchs bezogen auf 

den Gesamtverbrauch ist in der Regel niedrig und beträgt ungefähr 2 %. 

Der Brennstoffmassenstrom der Hauptmaschine 

m ⋅ 

B 

und somit der Verbrauch ist 

analog der Formel 

41


m B =b e·P B =b e· PD 

=b 

η e· 

CGS 

R T·v 

η D·η CGS 

(6.1) 

abhängig von den folgenden Faktoren: 

• Spezifischer Brennstoffverbrauch b e 

• Leistung am Abtriebsflansch P B 

• Wellenleistung P D 

• Mechanische Übertragungswirkungsgrad η CGS 

• Propulsionsgütegrad η D 

• Schiffsgeschwindigkeit v 

• Schiffswiderstand R T [24] 

Der Einfluss dieser Faktoren auf den Brennstoffmassenstrom kann anhand 

bestimmter Messgrößen quantifiziert werden. 

6.1.1 Spezifischer Brennstoffverbrauch b e 

Der spezifische Brennstoffverbrauch b e ist eine Kennzahl, die das Verhältnis der 

eingesetzten Energie zur nutzbaren Leistung und damit die Effizienz einer 

Verbrennungskraftmaschine beschreibt. Der spezifische Brennstoffverbrauch ist 

abhängig von den Umgebungsbedingungen, dem Heizwert H U , dem Motorverschleiß, 

der Zünd- und Brenneigenschaften sowie der Anzahl der vom Motor direkt 

angetriebenen Pumpen. Pro an den Motor angehängte Pumpen erhöht sich der 

Mehrverbrauch um circa 1 % [25]. 

Klimaunterschiede haben eine Auswirkung auf die Leistung und den Betrieb des 

Motors und somit auf den Brennstoffverbrauch. Unter Tropenbedingungen können 

sich die spezifischen Verbräuche um bis zum 3 g/kWh gegenüber den ISO - 

Bedingungen erhöhen [26]. Bei einem spezifischen Brennstoffverbrauch von 174 

g/kWh bedeutet dies bereits einen Anstieg von 1,72 % des Gesamtverbrauchs. 

Herstellerangaben zufolge sind die Angaben zum spezifischen Brennstoffverbrauch 

unter folgenden ISO - Bedingungen bestimmt worden [27]: 

42


• Umgebungsdruck: 1.000 mbar 

• Umgebungstemperatur: 25 °C 

• Ladelufttemperatur: 25 °C 

• Heizwert des Brennstoffes: 42.700 kJ/kg 

Die Herstellerangaben sind mit einer Toleranz von 5 % behaftet. Die ISO - 

Bedingungen sind unter realen Bedingungen im Schiffsbetrieb nicht zu erreichen. 

Der Hersteller hat zur Berechnung des spezifischen Brennstoffverbrauchs bei von 

der ISO - Norm abweichenden Bedingungen folgende Tabelle aufgestellt: 

Tabelle 9: Abweichung des spezifischen Brennstoffverbrauchs [27] 

Parameter 

Abweichung von der Abweichung vom spez. 

ISO - Bedingung Brennstoffverbrauch 

Ansauglufttemperatur 

Turbolader 

Pro 10 °C Anstieg + 0,71 % 

Ansaugluftdruck Pro 10 mbar Anstieg - 0,05 % 

Ladelufttemperatur Pro 10 °C Anstieg + 0,41 % 

Heizwert Pro 1 % Anstieg - 1 % 

Überschlägig können diese Abweichungen anhand der Umgebungs- und 

Seewassertemperatur bestimmt werden. 

Umgebungstemperatur 

Mit Anstieg der Umgebungstemperatur sinkt der Ladeluftdruck sowie die spezifische 

Abgas - und Luftmenge und damit das Verbrennungsluftverhältnis. Die 

Abgastemperatur, die thermische Belastung und der spezifische Kraftstoffverbrauch 

steigen an [25]. Da die Lüfterausgänge nahe der Turbolader angeordnet sind, liegt 

die Ansauglufttemperatur der Turbolader näherungsweise 1 – 3 °C höher als die 

Umgebungslufttemperatur [28]. 

Seewassertemperatur 

Mit einem Anstieg der Seewassertemperatur nimmt auch die Ladelufttemperatur zu. 

Die Ladelufttemperatur kann näherungsweise gleich der Seewassertemperatur 

gesetzt werden [28]. 

43


6.1.2 Propulsionsbedingungen und mechanischer Übertragungswirkungsgrad 

Der Propulsionsgütegrad η D kennzeichnet die Qualität des Propulsors. Ein Propulsor 

wandelt die Drehleistung einer Arbeitsmaschine in eine hydrodynamische 

Vortriebsleistung um. 

Es gilt: 

η D 

=η O·η H·η R 

(6.2) 

η O ist der Wirkungsgrad des freifahrenden Propellers und wird in Modellversuchen 

bei gleichförmiger Anströmung ohne Störung durch den Schiffsrumpf ermittelt und 

auf die Großausführung extrapoliert. 

Der Gütegrad der Propelleranordnung η R bezeichnet das Vehältnis des 

Propellerwirkungsgrades in wirklicher Anordnung hinter dem Schiff η B zum 

Wirkungsgrad des freifahrenden Propellers η 0 . 

Durch η R werden Unregelmäßigkeiten der Anströmung und die Wirkung des Ruders 

sowie weiterer Anhänge auf den Propellerwirkungsgrad berücksichtigt. 

η R 

= η B 

η O 

= 

T·v A 

P D 

η O 

(6.3) 

v A : relative Anströmgeschwindigkeit des Propellers 

T: Schub 

Der Schiffseinflussgrad η H berücksichtigt die Sogkraft des Propellers auf das Schiff 

sowie die Auswirkungen des Nachstroms. 

η H 

= 1-t 

1-w 

(6.4) 

Dabei ist t die Sogziffer und w die Nachstromziffer. Aufgrund der relativen 

Widerstandserhöhung durch das vom Propeller erzeugte Unterdruckfeld muss der 

Propellerschub größer als der gesamte Schiffswiderstand sein. Diese relative 

Widerstandserhöhung wird durch die Sogziffer ausgedrückt. 

44


t= T-R T 

T 

(6.5) 

Die Nachstromziffer w ist definiert wie folgt [26]: 

w= v-v a 

v 

(6.6) 

Der Propulsionsgütegrad wird in dieser Arbeit mit einer Näherungsformel bestimmt 

[29], da die gemessenen Propulsionsgütegrade unrealistisch erscheinen: 

1 

2 

η D 

=0,885-0,00012·n·L PP 

(6.7) 

Der mechanische Übertragungswirkungsgrad η CGS ist wie folgt definiert: 

η CGS 

=η C·η G·η S 

(6.8) 

Zwischen der Leistung am Motorflansch P B und der Wellenleistung P D treten Verluste 

in der Wellenleistung auf, die mit Wellenleitungswirkungsgrad η S bezeichnet werden, 

[30]. Der Kupplungswirkungsgrad η C berücksichtigt Verluste durch Kupplungsschlupf. 

Der Wirkungsgrad η G bezeichnet den Getriebewirkungsgrad. 

Für eine direkt gekuppelte Anlage ohne Getriebe und ohne Wellengenerator gilt [31]: 

η S ≈ 0,99 und P PTO =0 

Die Wellenleistung beträgt demnach: 

P D =P B·η S 

(6.9) 

In der folgenden Abbildung sind die für den Schiffsbetrieb relevanten Leistungen 

dargestellt. 

45


Abbildung 7: Propulsion eines Schiffes [32] 

Die Schleppleistung P E bezeichnet die Leistung, die benötigt wird, um das Schiff 

hinter sich her zu ziehen. Der Propulsionsgütegrad kann alternativ durch das 

Verhältnis aus Schleppleistung P E zur erforderlichen Wellenleistung P D bei 

gegebener Geschwindigkeit v bestimmt werden. 

η D 

= P E 

P D 

(6.10) 

Die Schubleistung P T bezeichnet die vom Propeller gelieferte Leistung [30]: 

P T =η 0·P D =T·v A (6.11) 

46


6.1.3 Schiffsgeschwindigkeit 

Die erforderliche Antriebsleistung und damit der Brennstoffmassenstrom sind 

ungefähr proportional zur dritten Potenz der Schiffsgeschwindigkeit. Für schnelle 

Schiffe kann sich dieser Wert auf über vier erhöhen. Demnach hat die eingestellte 

Schiffsgeschwindigkeit einen sehr hohen Einfluss auf den Brennstoffverbrauch [25]. 

6.1.4 Schiffswiderstand 

Der Schiffswiderstand R T setzt sich wie in Abb. 8 dargestellt zusammen aus 

Glattwasserwiderstand und Zusatzwiderständen und wird wie folgt bestimmt: 

R T = P D·η D 

v 

(6.12) 

Der Glattwasserwiderstand besteht aus Wellenwiderstand, Reibungswiderstand, 

Anhängewiderstand sowie Windwiderstand durch Eigenfahrtwind und wird unter Trial 

Design Bedingungen (Außenhaut unbewachsen, tiefes Wasser, keine Wellen, kein 

bzw. geringer Wind, Seewasserdichte 1,025 t/m 3 ) bestimmt. Der 

Glattwasserwiderstand ist abhängig von der Rumpfgeometrie und wird im 

Entwurfsprozess festgelegt. 

Unter Zusatzwiderständen versteht man den Einfluss von Flachwasser, Wind, 

Strömung, Kurshalten, Seegang, Schwimmlage und Eisfahrt auf den 

Gesamtwiderstand [33], [34]. Auch die zunehmende Rauhigkeit von Außenhaut und 

Propeller erhöht den Schiffswiderstand. 

47


Gesamtwiderstand R T 

Glattwasserwiderstand 

Zusatzwiderstand 

Wellenwiderstand 

Widerstand durch Eis 

Reibungswiderstand 

Anhängewiderstand 

Windwiderstand durch 

Eigenfahrtwind 

Seegangswiderstand 

Windwiderstand 

Widerstand durch veränderte Schwimmlage 

Widerstand durch Rauhigkeit 

Flachwasserwiderstand 

Widerstand durch Kurshalten 

Widerstand durch Meeresströmungen 

Widerstand durch Driften 

Abbildung 8: Glattwasser- und Zusatzwiderstände von Schiffen 

6.1.5 Zusatzwiderstände 

Die Zunahme des Gesamtwiderstands und damit des Brennstoffverbrauchs aufgrund 

von Zusatzwiderständen kann abhängig vom Fahrtgebiet 25 - 40 % betragen [26]. 

Aufgrund des hohen Einflusses der Zusatzwiderstände auf den Energieverbrauch ist 

deren Quantifizierung für die Energieflussanalyse von hoher Bedeutung. Die 

Ergebnisse einer Aufschlüsselung und Untersuchung der Einflüsse der jeweiligen 

Zusatzwiderstände auf den Brennstoffverbrauch können zur Bestimmung der 

optimalen Schiffsroute und Schiffsgeschwindigkeit, des optimalen Tiefgangs und 

Trimms sowie zur Bestimmung des günstigsten Intervalls zur Außenhaut- und 

Propellerreinigung verwendet werden. 

In der Schiffsentwurfsphase wird der Glattwasserwiderstand durch Modellversuche 

im Schlepptank unter Trial Design Bedingungen bestimmt und anhand dieser 

Ergebnisse die benötigte Hauptmaschinenleistung ermittelt. Diese Leistung wird um 

48


die sogenannte Sea - Margin, die häufig bei 10 % liegt, erhöht. Mit der Sea - Margin 

werden Zusatzwiderstände wie Wind, Seegang oder Bewuchs berücksichtigt. Durch 

diesen Aufschlag wird gewährleistet, dass die vertraglich festgelegte 

Dienstgeschwindigkeit auch bei ungünstigen Umwelteinflüssen noch erreicht werden 

kann. Die Hauptmaschine wird durch diesen pauschalen Leistungsaufschlag häufig 

überdimensioniert. Anhand einer genauen Analyse der in der Praxis auftretenden 

Zusatzwiderstände kann für Neubauten, die auf der untersuchten Route verkehren, 

die optimale Hauptmaschinenleistung ermittelt und dadurch Bau-, Betriebs- und 

Wartungskosten eingespart werden. 

Anhand einer genauen Analyse der Schiffsgeschwindigkeit und der Hauptmaschinenleistung 

über einen längeren Zeitraum kann darüber hinaus überprüft 

werden, ob in den seltenen Fällen, in denen hohe Schiffsgeschwindigkeiten gefahren 

werden, die zusätzliche Leistung von den Hilfsdieseln über Power – Take - Ins an der 

Propellerwelle geliefert werden kann. Dadurch könnte die Hauptmaschine kleiner 

dimensioniert werden. 

• Widerstand durch Eis 

Der Zusatzwiderstand durch Eis wird in dieser Arbeit nicht berücksichtigt, da in 

dem betrachteten Fahrgebiet kein Eis auftritt. 

• Seegangswiderstand 

Durch die im Seegang auftretenden Stampf-, Tauch- und Rollbewegungen des 

Schiffes verändert sich die Umströmung des Schiffskörpers gegenüber der 

Glattwasserumströmung. Die Wellen- und Schiffsbewegungen erzeugen 

Druckschwankungen, die wiederum eine veränderliche Druckkraft hervorrufen. Der 

zeitliche Mittelwert, der entgegen der Fahrtrichtung wirkenden 

Druckkraftkomponente, wird als Seegangszusatzwiderstand bezeichnet [35]. 

Neben der Erhöhung des Seegangszusatzwiderstandes verschlechtert sich unter 

Annahme eines konstanten Propellerdrehmoments der Propulsionswirkungsgrad 

durch die höhere Propellerbelastung im Seegang. Bei sehr starkem Seegang 

müssen Schiffsgeschwindigkeit und Drehmoment reduziert werden, um Schäden an 

49


der Antriebsanlage durch Austauchen und Überdrehen des Propellers zu vermeiden. 

Weiterhin werden dadurch Schäden des Schiffes aufgrund von Slamming und 

Wasser an Deck sowie Schäden der Ladung durch Rollen vermieden [36]. 

Der Seegangswiderstand kann durch Modellversuche, numerische Simulationen und 

empirische Verfahren bestimmt werden. Die numerische Simulation kann anhand 

linearer und nichtlinearer Streifenmethoden erfolgen, wobei die Genauigkeit dieser 

Methoden von der Genauigkeit der für die für die betrachtete Route zur Verfügung 

stehenden Seegangsstatistiken abhängt [29], [37]. 

Die Berechnung des Seegangswiderstands in dieser Arbeit erfolgt nach einem 

empirischen Verfahren. 

Für eine Abschätzung des Zusatzwiderstandes durch Wind und Seegang für 

Containerschiffe und Tanker mit einer Verdrängung zwischen 20.000 m 3 und 100.000 

m 3 

wurde ein empirisches Verfahren entwickelt, das eine Reduzierung der 

Schiffsgeschwindigkeit in Abhängigkeit des Schiffstyps, des Einfallswinkels von Wind 

und Wellen, der Beaufort - Zahl sowie der Schiffsgeschwindigkeit bestimmt. 

Die Reduzierung der Geschwindigkeit ∆v infolge von Wind und Wellen beträgt nach 

[38]: 

∆V=C µ·C Ship·V (6.12) 

Tabelle 10: Konstante C µ in Abhängigkeit vom Einfallswinkel µ 

Einfallswinkel µ 

in ° 

C µ 

0 – 30 1,0 

30 – 60 1,7-0,03(BN-4) 2 

60 – 150 0,9-0,06(BN-6) 2 

150 - 180 0,4-0,03(BN-8) 2 

BN: Beaufort - Zahl 

Die Beaufort - Zahlen können aus den automatischen Messdaten des wahren 

Windes wie folgt bestimmt werden [34]: 

BN=( v W 

0,836 ) 1 

1,5 

(6.13) 

50


Für die Konstante C Ship für Containerschiffe gilt: 

C Ship =0,7·BN+ BN6,5 

2 

2,2·∇3 

(6.14) 

∇ : Volumen in m 3 

Der erste Term der Gleichung 6.14 beschreibt den Einfluss des Windes auf die 

Geschwindigkeit, der zweite Term berücksichtigt den Zusatzwiderstand durch 

Seegang. Die Abschätzung des Windwiderstands erfolgt in dieser Diplomarbeit auf 

Grundlage aktuellerer Forschungsergebnisse [29]. Daher wird aus der Methode nach 

[38] lediglich der zweite Term zur Abschätzung des Seegangwiderstands verwendet: 

C Ship = BN6,5 

2 

2,2·∇3 

(6.15) 

Die Konstanten für diese Methode basieren auf Ergebnissen von detaillierten 

Berechnungsverfahren, die den Seegangswiderstand durch Wellenreflektion und 

Schiffsbewegungen bei von vorne einfallenden, regelmäßigen und unregelmäßigen 

Wellen bestimmen. Bei Wellen mit kurzen Wellenlängen dominiert der Widerstand 

durch Wellenreflektion, bei langen Wellenlängen dominiert der Widerstand durch die 

Schiffsbewegungen [38]. 

Für Windstärken von über 6 auf der Beaufort - Skala wird diese Abschätzung 

ungenau, da ungefähr ab Windstärke 7 der Propeller austaucht und durchdreht, 

sodass der Schub nicht mehr konstant ist [38]. 

Der Zusatzwiderstand ∆R durch Seegang kann aus der Reduzierung der 

Geschwindigkeitsdifferenz ∆v, der Geschwindigkeit v und dem zugehörigen 

Widerstand R unter Trial Design Bedingungen bestimmt werden. Unter Annahme 

eines konstanten Schubs gilt [38]: 

∆v 

v =[1+ ∆R R ] 1 

2 -1 (6.16) 

Demnach gilt für den Zusatzwiderstand durch Seegang: 

∆R=R·[(1+C µ·C Ship ) 2 -1] (6.17) 

51


Wenn Wind von achtern angreift und die Geschwindigkeit des wahren Windes größer 

als die Fahrtgeschwindigkeit ist, wird eine Schubwirkung erzeugt. Hingegen erhöht 

auch Seegang, der von achtern wirkt, den Schiffswiderstand [39]. 

• Windwiderstand 

Der Windwiderstand hat bei Containerschiffen aufgrund der großen 

Windangriffsfläche einen hohen Einfluss und kann bis zu 10 % des 

Gesamtwiderstands betragen [26]. 

Bei der Bestimmung des Windwiderstands muss zunächst zwischen dem wahren 

meteorologischen Wind, dem scheinbaren Wind und dem Eigenfahrtwind 

unterschieden werden. Die scheinbare Windgeschwindigkeit v app setzt sich 

zusammen aus der Summe der wahren Windgeschwindigkeit v W und der 

Schiffsgeschwindigkeit v S. Weiterhin ist die Windrichtung einzubeziehen. Bei schräg 

einfallenden Wind treten eine aerodynamische Längs- und Querkraft sowie ein 

Giermoment auf. Das Giermoment sowie die Querkraft müssen durch eine 

Ruderkraft ausgeglichen werden. 

Der Windwiderstand wird anhand einer Näherungsformel ermittelt, die auf 

Experimenten im Windtunnel basiert [29]: 

cos ε 

R Wind = ρ A ·u 2·A 2 A L·CD l· 

(6.18) 

1- δ 2·(1-CD l)·sin 2 2ε t 

CD l =CD lAF· AF 

A L 

(6.19) 

ρ A : Luftdichte 

u A : Scheinbare Windgeschwindigkeit 

ε: Einfallswinkel scheinbarer Wind (ε = 0°, bei Gegenwind) 

δ: Querkraftkoeffizient 

A H : Windhauptspantfläche, Für das zu untersuchende Containerschiff: A H = 1625 m 2 

A L : Seitenlateralfläche, Für das zu untersuchende Containerschiff: A L = 6211 m 2 

CD t , CD l : Koeffizienten 

52


Für die Koeffizienten eines beladenen Containerschiffs gilt: 

Tabelle 11: Koeffizienten zur Bestimmung des Windwiderstands eines beladenen 

Containerschiffs [29] 

Schiffstyp CD t CD lAF δ 

Containerschiff, beladen 0,90 0,55 0,40 

In einer aktuelleren Arbeit wird der Einfluss der Containerstauung auf den 

Windwiderstand genauer berücksichtigt. Sofern ein Containerstauplan vorhanden ist, 

kann der Windwiderstand anhand dieser Methode bestimmt werden (siehe Anhang 

B) [40]. 

• Widerstand durch veränderte Schwimmlage 

Der Reibungswiderstand ist abhängig von der Rauhigkeit und der benetzten 

Schiffsoberfläche. Die benetzte Schiffsoberfläche ist wiederum abhängig von der 

Rumpfgeometrie, dem Tiefgang und Trimm [8]. 

Der Trimm hat einen signifikanten Einfluss auf den Schiffswiderstand und somit den 

Verbrauch. Für jeden Tiefgang und jede Geschwindigkeit gibt es einen optimalen 

Trimm, der den geringsten Widerstand erzeugt. Ein optimierter Trimm senkt den 

Wellenwiderstand durch eine Reduzierung der Bugwelle und durch verbesserte 

Propulsion aufgrund günstigerer Propelleranströmung sowie verbesserte Interaktion 

zwischen Außenhaut und Propeller. Der optimale Trimm kann durch das Umpumpen 

von Ballastwasser eingestellt werden. Die Einhaltung der Stabilitätskriterien muss 

dabei beachtet werden. Verschiedene Hersteller bieten Software an, die anhand 

bestimmter Einflussparameter wie Trimmung, Antriebsleistung, Brennstoffverbrauch, 

Seegang, Wind, Geschwindigkeit und Wassertiefe die optimale Trimmung 

bestimmen. Die Reederei Hamburg Süd hat mit derartigen Trimmoptimierungen 

Einsparungen von 3 - 5 % erzielen können [10]. 

Für die Bestimmung der Widerstandsänderung bei Teilabladung und Trimm wird ein 

Verfahren [41] verwendet, das auch den Einfluss des Bugwulstes bei Tiefgangs- und 

Trimmänderungen berücksichtigt: 

53


R T1 

R TKWL 

=k T·k TR·k TB·k TRB (6.20) 

R T1 : Widerstand bei Teilabladung und Trimm 

R TKWL : Widerstand bei Konstruktionstiefgang T 

k T : Einfluss einer Tiefgangsänderung 

k TR : Einfluss des Trimms 

k TB : Einfluss des Bugwulstes bei Tiefgangsänderung 

k TRB : Einfluss des Bugwulstes bei Trimm 

Korrekturfaktor k T für Tiefgangsänderung 

Der k T - Wert sowie die übrigen k - Faktoren basieren auf der Auswertung von 

Ergebnissen aus Modellversuchen sowie Literaturwerten. Der Zusatwiderstand durch 

Tiefgang und Trimm ist abhängig von Froudezahl und Blockkoeffizienten. 

Bei F n ≈ 0,2 ist der Widerstand am höchsten, was bei dem 6.750 TEU Containerschiff 

einer Geschwindigkeit von 20,59 kn entspricht. Der Widerstand steigt mit 

zunehmenden Blockkoeffizienten. 

k T = T 1 

+ T T 1 

-1 · B)· 

T Fn-0,19(2,8-C 55·CB·0,1· L PP 

B 

· B -28 +0,42-0,875·C T 

B·0,1·( L PP 

)·( B ) 

B T 

(6.21) 

Der Blockkoeffizient wird bei Konstruktionstiefgang T KWL bestimmt: 

C B = 

∇ 

L PP·B·T 

(6.22) 

F n = 

v 

g·L PP 

(6.23) 

T 1 : Mittlerer Tiefgang bei Teilabladung 

T KWL , T: Konstruktionstiefgang 

54


Korrekturfaktor k TB zur Berücksichtigung des Einflusses des Bugwulstes bei 

Tiefgangsänderung 

Der Einfluss des Bugwulstes auf die Widerstandsänderung ist abhängig von dessen 

Form. In [41] werden jedoch lediglich die Querschnittsfläche des Bugwulstes am 

vorderen Lot sowie die Höhe der Bugwulstspitze berücksichtigt. 

k TB =1+7·C BT· 1- T 1 

T ·(1-C B)·0,725·arctan (7,08-6·C B -12·Fn) (6.24) 

C BT = A BT / A M : Relative Querschnittsfläche des Bugwulstes am vorderen Lot 

Da die Querschnittsfläche des Bugwulstes unbekannt ist, wird ein Wert aus der 

Literatur verwendet [42]: 

C BT = A BT 

A M 

≈0,095 (6.25) 

Korrekturfaktor k TR zur Berücksichtigung des Trimms (t / L PP ) ≠ 0 

k TR =1+0,3·|0,7-C B |+0,2·Fn-0,4·(0,7-C B ]-0,17·exp-[100|(0,32-Fn+0,4(0,7-C B ))| 1,9 · 

∙(0,2+C B )·12,5( t t 

)/ ( ) 0,333 (6.26) 

L PP L PP 

t / L pp : Trimm (hecklastig positiv) 

Korrekturfaktor k TRB zur Berücksichtigung des Einflusses des Bugwulstes bei Trimm 

Der Einfluss des Bugwulstes auf die Widerstandsänderung bei Trimm ist abhängig 

davon, ob die Spitze des Bugwulstes eintaucht oder nicht. 

k TRB =1+[m·Fn * +n-1] C BT 

0,1 

·( |t/L PP | 

0,04 ) (6.27) 

Wenn T HX ≤ 0: 

3 

m=(-10·T HX ) 

55 

(6.28)


Fn * =Fn·Fn/(0,59-C B /2) (6.29) 

Wenn T HX > 0 

m=T HX·1-C B +0,8+375·M-9,25·C B·T HX 

0,4·exp-(2·T HX ) (6.30) 

Fn * =Fn (6.31) 

n=1,15exp- (0,025- T HX 

2 +20·|(-0,01-T HX|-|T HX |]+0,5·|T HX |-|(T HX -0,2|] + 

+0,05-0,15·T HX +0,1exp-[30000(C B -0,7) 4 ] (6.32) 

T H =1-0,95· TB 

T F 

(6.33) 

T HX =T H -(0,1+50·M) (6.34) 

M=(0,622-C B -0,62-C B ) (6.35) 

Wenn t/L pp = 0, dann gilt k TRB = 1 

T B : Höhe der Bugwulstspitze über Basis 

T F : Tiefgang am vorderen Lot [41] 

• Flachwasserwiderstand 

Bei geringen Wassertiefen müssen zusätzlich Flachwassereffekt und 

Versperrungseffekt berücksichtigt werden. 

Die Wellenbildung ist abhängig von der Wassertiefe. Durch Änderung des 

Wellenbildes steigt der Wellenwiderstand des Schiffes. Dieser Effekt wird als 

Flachwassereffekt bezeichnet und beginnt ungefähr, wenn die Wassertiefe H gleich 

der halben Wellenlänge λ des vom Schiff erzeugten Wellensystems entspricht [34]. 

H= λ 2 =π· v2 g 

(6.36) 

56


Eine hohe Bedeutung bei der Bestimmung der Auswirkungen von Flachwasser auf 

den Wellenwiderstand hat die Froudsche Tiefenzahl. Diese ist definiert wie folgt: 

F nH = 

v 

g·H 

(6.37) 

Bei einem Wert von 1 ist der Wellenwiderstand am höchsten, da bei diesem Wert die 

Längs- und Querwellen des Schiffes zusammenfallen. Daher sollten bestimmte 

Geschwindigkeiten, bei denen die Froudsche Tiefenzahl einen Wert von eins oder 

nahe eins erreicht vermieden werden. Bei Flachwasser erhöht sich zudem der 

Trimm, wodurch zusätzliche Widerstände entstehen können. 

Bei einem geringen Abstand zwischen Schiffsboden und Grund erhöht sich gemäß 

der Kontinuitätsgleichung die Geschwindigkeit am Rumpf. Dadurch erhöht sich der 

Reibungswiderstand und es entstehen gemäß der Bernoulligleichung Unterdrücke in 

diesem Spalt, wodurch sich der Rumpf an den Grund saugt. Dieser 

Versperrungseffekt wird weiter verstärkt, wenn das Fahrwasser seitlich beschränkt 

ist. Der Flachwassereinfluss setzt ungefähr ein bei [34]: 

A M 

≥0,5 (6.38) 

H 

A M : Hauptspantfläche 

Für die Bestimmung des Einflusses von Flachwasser auf die Schiffsgeschwindigkeit 

wird eine Methode nach Lackenby angewandt [43]. 

Für A M /H 2 ≥ 0,05 gilt: 

∆v S 

v S 

=0,1242· A M 

H 2 -0,05 +1-tan ( g·H 

v S 

2 

) (6.39) 

Der Flachwasserwiderstand ist nur für geringe Wassertiefen in der Revierfahrt von 

Bedeutung. Das 6.750 TEU Containerschiff verkehrt jedoch überwiegend in tiefem 

Wasser. Da während der Revierfahrt viele zum Teil unvorhersehbare Faktoren wie 

Verkehr, Lotseneinsatz, Schleppereinsatz, Wartezeiten und Ankern den Verbrauch 

57


beeinflussen, wird in dieser Arbeit der Energiefluss in der Revierfahrt nicht 

untersucht. 

• Widerstand durch Kurshalten 

In der neutralen Position beträgt der Ruderwiderstand circa 1 %. Durch moderates 

Ruderlegen kann sich dieser Widerstand jedoch um 2 - 6 % erhöhen [29]. 

Der Widerstand durch Ruderlegen, um den Kurs zu halten, kann gemäß [43] wie folgt 

abgeschätzt werden: 

R δδ =0,5·ρ See·(1-t R )·f a (λ R )·A R·v 2 2 

eff ·δ R 

(6.40) 

f a (λ R )= 6,13·λ R 

2,25+λ R 

(6.41) 

A R : Ruderfläche in m 2 

t R : Widerstandreduzierender Faktor durch Ruderlegen 

v eff : Effektive Anströmgeschwindigkeit zum Propeller in m / s 

δ R : Ruderwinkel in rad 

λ R : Seitenverhältnis Ruder 

ρ See : Dichte Seewasser in kg / m 3 

Abbildung 9: Widerstandsreduzierender Faktor durch Ruderlegen [43] 

Da keine Daten über den Ruderwinkel vorliegen, wird dieser Einfluss nicht näher 

quantifiziert. 

58


• Widerstand durch Meeresströmungen 

Die auf das Schiff wirkenden Meeresströmungen können den Schiffswiderstand 

zusätzlich erhöhen. Unter der vereinfachten Annahme, dass die Meeresströmung 

von vorne oder von achtern auf das Schiff wirkt, gilt zwischen der 

Schiffsgeschwindigkeit über Grund v G , der Schiffsgeschwindigkeit durchs Wasser v W 

und der Geschwindigkeit der Meeresströmung v MS folgender Zusammenhang: 

v G =v W -v MS (6.42) 

Zwischen Wellenleistung P D und Schiffsgeschwindigkeit v S unter Trial Design 

Bedingungen herrscht für das zu untersuchende Containerschiff nach Abb. 22 

folgender Zusammenhang: 

P D =0,2408·v S 

3,7184 

(6.43) 

Abb. 10 zeigt die vorhandenen automatisch erfassten Messdaten für Wellendrehzahl 

und Schiffsgeschwindigkeit. Unter Annahme eines linearen Zusammenhangs gilt 

näherungsweise: 

n=4,1303·v+0,6308 (6.44) 

120 

Wellendrehzahl 1/min 

100 

80 

60 

40 

20 

y = 4,1303x + 0,6308 

0 

0 5 10 15 20 25 30 

Schiffsgeschwindigkeit in kn 

Abbildung 10: Automatisch erfasste Messdaten für Wellendrehzahl und Schiffsgeschwindigkeit 

59


Weiterhin gilt: 

R T = η D·P D 

v 

(6.45) 

1 

2 

η D 

=(0,885-0,00012·n·L PP 

)·1,06140454 (6.46) 

Aus den Gleichungen (6.43) bis (6.46) ergibt sich für den Schiffswiderstand 

näherungsweise: 

R T = ηD·0,2408·v3,7184 

=(0,885-0,00012·(4,1303·v+0,6308)·(286m 1 2)·1,06140454·0,2408·v 2,7184 (6.47) 

v 

Der Zusatzwiderstand durch Meeresströmung kann demnach aus der Differenz der 

Widerstände bei Geschwindigkeit durchs Wasser und Geschwindigkeit über Grund 

abgeschätzt werden: 

R MS =R T,W -R T,G (6.48) 

• Widerstand durch Driften 

Driften bezeichnet die seitliche Abweichung des Schiffes vom Kurs, hervorgerufen 

durch Seitenwind und Seegang [44]. Der Driftwinkel β beschreibt den Winkel 

zwischen Schiffslängsachse und Richtung des Geschwindigkeitsvektors und wird 

bestimmt durch: 

v x : Vorausgeschwindigkeit 

v y : Quergeschwindigkeit 

β=arctan ( v y 

v x 

) (6.50) 

Der Driftwinkel hat einen hohen Einfluss auf den Brennstoffverbrauch [12]. Für den 

Widerstand durch Driften gilt [43]: 

R ββ =0,25·π·ρ See·d 2·v S2 ·β 2 (6.49) 

d: Tiefgang in m 

β: Driftwinkel in rad 

60


• Widerstand durch zunehmende Rauhigkeit und Bewuchs 

Durch zunehmenden pflanzlichen und tierischen Bewuchs sowie mit der Zeit 

abnehmender Qualität des Anstrichs steigt die Rauhigkeit des Unterwasserschiffes 

[8]. Dadurch erhöht sich der Brennstoffverbrauch und die Treibhausgasemissionen 

gegenüber den unter Trial Design Bedingungen erfassten Messwerten. Der Bewuchs 

nimmt mit steigender Wassertemperatur und höherem Salzgehalt zu. Mit 

zunehmender Wassertiefe verringert sich der Anteil bewuchsfördernder Mineralien. 

Zudem haben die Strömungen aufgrund ihrer unterschiedlichen Temperaturen einen 

Einfluss auf den Bewuchs. Besonders hoch ist die Gefahr von Bewuchs in tropischen 

und subtropischen Gewässern. Der Bewuchs nimmt zudem mit sinkender 

Schiffsgeschwindigkeit und längeren Hafenliegezeiten zu, da die Antifoulingfarben 

erst ab einer bestimmten Geschwindigkeit die Biozide optimal freisetzen. 

Die Rauhigkeit wird von physikalischen und biologischen Faktoren beeinflusst (siehe 

Abb. 11). Die biologische Rauhigkeit wird auch als Fouling bezeichnet. Fouling 

entsteht durch Ansiedlung von Mikroorganismen wie Pilzen, Mikroalgen und 

Protozyten, die einen Schleim und damit die Grundlage für die Ansiedlung von 

Makroorganismen wie Seepocken bilden [8]. 

Rauhigkeit 

Physikalische 

Rauhigkeit 

Biologische 

Rauhigkeit 

Makro 

Mikro 

Makro 

Mikro 

Schweißnähte 

Mikrokorrosion 

Tierischer Bewuchs 

Schleim 

Korrosion 

Stahlprofil 

Pflanzlicher Bewuchs 

Plattenunebenheiten 

Farbanstrichart 

Plattenstöße 

Anstrichqualität 

Mechanische Beschädigung 

Abbildung 11: Ursachen von Rauhigkeit [8] 

61


Eine statistische Untersuchung von hat ergeben, dass 20 % der weltweiten Flotte 

durch biologische Rauhigkeit einen Zusatzwiderstand von 50 % des 

Gesamtwiderstands aufweisen. Die physikalische Rauhigkeit erhöht den Widerstand 

um bis zu 5 % [29]. 

Neben der Rauhigkeit der Außenhaut erhöht sich auch die Propellerrauhigkeit. Der 

Wirkungsgrad des Propellers sinkt durch Bewuchs, Ablagerungen, Korrosion und 

Erosion. Der Bewuchs wird in Flügelbereichen ab 0,60 R im Schiffsbetrieb 

abgewaschen. Innerhalb dieser Grenze bleibt der Bewuchs jedoch haften [45], 

wodurch sich der Widerstand nach Auskunft eines Propellerexperten im normalen 

Betrieb um 2 - 4 % durch Propellerrauhigkeit erhöht. 

Abbildung 12: Bewuchs an der Außenhaut vor und nach Reinigung [46] 

Abbildung 13: Bewuchs am Propeller vor und nach Reinigung [46] 

Die Untersuchung der Rauhigkeit ist aufgrund ihres hohen Einflusses auf den 

Brennstoffverbrauch von hoher Bedeutung für die Reedereien. Zudem kann auf 

diesen Zusatzwiderstand direkt Einfluss genommen werden. Es gilt zu analysieren, 

wann der Mehrverbrauch durch zunehmende Rauhigkeit die Kosten einer Reinigung 

von Propeller und Außenhaut mit Neuanstrich sowie Verluste durch Betriebsausfall 

übersteigt. Derzeit findet die Dockung und die damit verbundene Reinigung von 

62


Außenhaut und Propeller alle fünf Jahre statt. Bei sehr starkem Bewuchs werden 

Reinigungen auch zwischendurch durchgeführt [4]. 

Eine überschlägige Abschätzung zur Bestimmung des zusätzlichen Reibungswiderstandes 

aufgrund physikalischer und biologischer Rauhigkeit von Frachtschiffen 

liefert eine Formel nach [47]: 

∆R F 

R F 

=0,01·( a·d 

b+d + d 0 

c ) (6.51) 

a,b,c: Empirische Konstanten abhängig von Schiffsgeschwindigkeit, Schiffstyp, Fahrtroute und 

Unterwasseranstrich 

d: Anzahl der Tage nach letzter Erneuerung des Unterwasseranstrichs 

d 0 : Anzahl der Tage seit Inbetriebnahme des Schiffes 

Tabelle 12: Empirische Konstanten zur Bestimmung des Zusatzwiderstandes durch Rauhigkeit 

[47] 

Schiffstyp 

Geschwindigkeit 

in kn 

Länge 

in m 

Fahrtroute von 

Europa nach 

a b c 

Frachter 17 133,5 Indien, Ost-Afrika 44 70 90 

Frachter 16,5 146,2 Amerika Afrika 22 185 80 

Der erste Term der Gleichung berücksichtigt den zusätzlichen Reibungswiderstand 

aufgrund von Bewuchs, der zweite Term berücksichtigt die Widerstandserhöhung 

durch physikalische Rauhigkeit, die linear mit der Zeit zunimmt [47]. 

Aufgrund der Tatsache, dass sich diese Formel auf bestimmte Service- 

Geschwindigkeiten und Rumpfgeometrien bezieht und die Qualität heutiger 

Antifoulinganstriche in dieser Formel unberücksichtigt bleibt, wird im Rahmen dieser 

Arbeit die Rauhigkeit mit einer anderen Methode bestimmt. 

In [48] werden für die Abschätzung des Einflusses der Rauhigkeit auf den 

Gesamtwiderstand des Schiffes zunächst alle weiteren Einflussfaktoren 

herausgefiltert. Zu diesen zählen Tiefgang, Trimm, Widerstand durch Ruderlegen, 

Beschleunigen und Abbremsen, Strömung, Wind, Seegang, Wasserdichte und – 

temperatur, Wassertiefe, Lufttemperatur, Luftfeuchtigkeit und Umgebungsdruck. Für 

Tiefgang und Trimm können Bezugswerte festgelegt werden, die in der Praxis häufig 

auftreten. Die Einflüsse der Strömung und der Ruderaktivität werden isoliert, indem 

63


lediglich Messdaten ausgewertet werden, wo Schiffsgeschwindigkeit über Grund und 

Schiffsgeschwindigkeit durchs Wasser nahezu identisch sind: 

∆ Geschw = v DurchsWasser-v ÜberGrund 

v DurchsWasser 

≤3 % (6.52) 

Der Schiffskurs sollte dabei nahezu konstant bleiben. Die Widerstandserhöhung 

aufgrund von Seegang und Wind wird eliminiert, indem bei der Auswertung nur 

Messwerte bei Beaufort - Zahlen ≤ 3 und Windgeschwindigkeiten ≤ 15 kn 

berücksichtigt werden. Weiterhin werden nur Messbereiche bei nahezu konstanter 

Geschwindigkeit betrachtet und keine Manöver-, Beschleunigungs- oder 

Abbremsphasen. 

Die Extremwerte der Wellenleistung und damit verbundene Messungenauigkeiten 

werden isoliert, indem für das 6.750 TEU Schiff nur Leistungen im Bereich von 

10.000 – 40.000 kW betrachtet werden (siehe Tab. 13). 

Die Messdaten für den Zustand nach Indienststellung bzw. Reinigung und 

Neuanstrich des Schiffes werden mit den gefilterten Daten während des 

Schiffsbetriebs verglichen. Dadurch erhält man den Einfluss der Rauhigkeit von 

Außenhaut und Propeller auf den Gesamtwiderstand [48]. 

Tabelle 13: Referenzwerte für Analyse der Rauhigkeit von Propeller und Außenhaut [48] 

Parameter 

Tiefgang vorne 

Tiefgang hinten 

Trimm 

Schiffsgeschwindigkeit 

über Grund 

Verhältnis 

Schiffsgeschw. durchs 

Wasser und über Grund 

Beafort - Zahl 


Änderung der 


Referenzwert 

Bezugswert festlegen 



≥ 10 kn 

+/- 3 % 

≤ 3 Beaufort 

≤ 15 kn 

≤ 0,25 kn/min 

64


Parameter 

Änderung der Drehzahl 

Wellenleistung 

Referenzwert 

≤ 0,5 1/min 

10.000 – 40.000 kW 

Die beschriebene Vorgehensweise zur Bestimmung der Rauhigkeit erfordert eine 

hohe Menge an Messdaten. Zudem variieren Tiefgang und Trimm bei 

Containerschiffen aufgrund der unterschiedlichen Beladungszustände beständig. 

Die zuvor beschriebene Vorgehensweise zur Bestimmung des Zusatzwiderstandes 

aufgrund von Rauhigkeit wird daher für das zu untersuchende Containerschiff 

abgewandelt. 

Bei der Berechnung des Einflusses der Rauhigkeit wird nur die Fahrt auf See 

betrachtet, da dort keine Einflüsse durch Flachwasser zu berücksichtigen sind und 

der Motorbetrieb konstanter verläuft als während der Revierfahrt. 

Der Zusatzwiderstand durch biologische und physikalische Rauhigkeit von Propeller 

und Außenhaut wird berechnet, indem die bekannten Zusatzwiderstände sowie der 

Glattwasserwiderstand von dem aktuellen Gesamtwiderstand abgezogen werden: 

R Rauhigkeit =R T,Gemessen -(R T,Glattwasser +R Wind +R Seegang +R Kurshalten +R Tiefgang+Trimm +R Driften +R Meeresströmung ) 

(6.53) 

Bei dieser Berechnung muss berücksichtigt werden, dass die physikalische 

Rauhigkeit noch in dem Ergebnis enthalten ist. Die biologische Rauhigkeit kann im 

Gegensatz zur physikalischen Rauhigkeit durch Reinigung und Neuanstrich reduziert 

werden und sollte daher separat betrachtet werden. Durch Abziehen der 

physikalischen Rauhigkeit erhält man den Einfluss der biologischen Rauhigkeit. Die 

Bestimmung der physikalischen Rauhigkeit setzt jedoch eine Messung der 

Rauhigkeitshöhen der Rumpfoberfläche voraus [8]: 

∆R 

= ∆C F,T 

=0,044· ( k 1 

2 

) 

3 -( k 1 

R T C T L WL 

L WL 

) 

1 

3 · 1 

C T 

(6.54) 

∆C F,T : Reibungswiderstandsänderung infolge physikalischer Rauhigkeitserhöhung 

C T : Gesamtwiderstandsbeiwert 

k 1 : Rauhigkeitshöhe der glatten (Anfangs-) Oberfläche in µm 

k 2 : Rauhigkeitshöhe der rauen Oberfläche nach einer Zeit in µm 

65


L WL : Länge der Wasserlinie in µm 

In Tab. 14 ist zusammenfassend dargestellt, welche Messdaten für die Bestimmung 

der Zusatzwiderstände benötigt werden. Die Rauhigkeit wird in dieser Tabelle nicht 

aufgeführt, da diese anhand der anderen Zusatzwiderstände bestimmt wird. 

66


Tabelle 14: Manuell erfasste Messdaten von M.A.C. 

Zusatzwiderstand 

Seegang 

Wind 

Glattwasserwiderstand in 

Abhängigkeit der 


Koeffizienten 

Statisch 

R T (v Schiff ) Trial 

CD t , CD l 

Benötigte Messdaten 

Dynamisch (zu messende Werte) 

Beaufort-Zahl bzw. wahre 



Einfallswinkel von Wind 

und Wellen 

Verdrängung 

Scheinbare 


BN bzw. v w 

Seitenlateralfläche A L Schiffsgeschwindigkeit v Schiff 

Windhauptspantfläche A H 

Luftdichte 

ρ A 

Einfallswinkel ε 

Querkraftkoeffizient 

δ 




bei Konstruktionstiefgang 

v Schiff 

µ 

∇ 

u A 

Gleichungen 

Nummer 

(6.12) 

bis 

(6.17) 

(6.18) 

bis 

(6.19) 

R TKWL (v Schiff ) Trial Schiffsgeschwindigkeit v Schiff 

(6.20) 

Schwimmlage 

Erdbeschleunigung g Tiefgang am vorderen Lot T F 

Konstruktionstiefgang T KWL Mittlerer Tiefgang bei 

Länge zischen den Loten 

Schiffsbreite 

L pp 

B 

Teilabladung 

T 1 

bis 

(6.35) 

67


Flachwasser 

Kurs halten 

Verdrängung bei 

∇ 

Konstruktionstiefgang 

Relative 

Querschnittsfläche des 

A BT /A M 

Bugwulstes am vorderen 

Lot 

Höhe der Bugwulstspitze 

über Basis 

T B 

Hauptspantfläche A M Schiffsgeschwindigkeit v Schiff (6.36) 

Erdbeschleunigung g Wassertiefe H 

bis 

(6.39) 

Seewasserdichte ρ Sea Effektive 

Ruderfläche 

Widerstandreduzierender 

Faktor durch Ruderlegen 

Seitenverhältnis Ruder 

A R 

Anströmgeschwindigkeit 

zum Propeller 

t R 

Ruderwinkel δ R 

λ R 

v eff 

(6.40) 

bis 

(6.41) 

Meeresströmungen 


(6.42) 

Länge zischen den Loten L pp 


Schiffsgeschwindigkeit v Schiff bis 

R T (v Schiff ) Trial 


(6.48) 

Driften 

Tiefgang d Schiffsgeschwindigkeit v Schiff (6.49) 

Seewasserdichte 

Pi 

ρ Sea 

π 

bis 

Driftwinkel 

β 

(6.50) 

68


6.2 Bordenergie (Hilfsdiesel) 

Die zahlreichen elektrischen Verbraucher an Bord des zu untersuchenden 

Containerschiffes beziehen ihre elektrische Energie aus dem Bordnetz, das von 

Hilfsdieselgeneratoren gespeist wird. Die Leistung der Verbraucher an Bord variiert 

beständig und ist unter anderem abhängig von den Umgebungsbedingungen, dem 

Beladungszustand und der Tatsache, ob sich das Schiff gerade im Hafen, in der 

Revierfahrt oder auf See befindet. Die größte Verbrauchergruppe auf 

Containerschiffen bilden die Kühlcontainer, Pumpen und Lüfter. In der Revierfahrt 

kommen die Bug- und Heckstrahlruder hinzu [49]. 

6.2.1 Umgebungsbedingungen und Heizwert 

Der Verbrauch der Hilfsdiesel ist analog der Hauptmaschine abhängig von den 

Umgebungsbedingungen und dem Heizwert. Aufgrund des verglichen zur 

Hauptmaschine deutlich niedrigeren Gesamtverbrauchs wird dieser Einfluss in dieser 

Arbeit vernachlässigt. 

6.2.2 Kühlcontainer 

Für eine Beurteilung der Energieeffizienz spielt die Kenntnis über die Ladungszusammensetzung 

und den hierfür benötigten Energiebedarf eine entscheidende 

Rolle. Heute werden überwiegend Integrated - Kühlcontainer eingesetzt, die über 

eigene Kälteaggregate verfügen und ihre elektrische Energie aus dem Bordnetz 

beziehen. Der elektrische Energiebedarf ist in der Regel sehr viel geringer als die 

Summe der elektrischen Nennanschlussleistungen, da die Kühlcontainer beständig 

zu - und abschalten [50]. Der Energieverbrauch ist nach [51] abhängig von: 

• Soll - Temperatur 

• Umgebungstemperatur 

• Betriebsart des Containers: Abgekühlt (Chilled) oder Herunterkühlend 

(Frozen) 

• Containergröße (20‘ oder 40‘), siehe Tab. 15 

69


• Frischluftzufuhr 

• Alter der Isolierung, Kompressortyp, Kältemittel etc. 

Tabelle 15: Temperaturen für abgekühlte und herunterkühlende Integral – Kühlcontainer [52] 

Integral - Kühlcontainer 

Abgekühlt 20 TEU 

(Chilled/Fruit) 40 TEU 

Herunterkühlend 20 TEU 

(Frozen) 40 TEU 

Temperatur 

> - 10 °C 

< - 10 °C 

Der Energieverbrauch von Chilled - Containern ist höher als der Energieverbrauch 

von Frozen - Containern. Die Ware im Kühlcontainer wird von kalter Luft durch- bzw. 

umströmt. Diese kalte Luft wird durch Gitterroste im Boden eingeblasen und unter 

der Containerdecke wieder abgesaugt. Vorgekühlte Tiefkühlware gibt keine Wärme 

ab, sodass nur von außen eindringende Wärme abgegeben werden muss und ein 

Umströmen der Ware ausreichend ist. Beim Fruchttransport muss zusätzlich zur 

eindringenden Außenwärme die beim Reifeprozess entstehende Wärme abgeführt 

werden, sodass ein Durchströmen der Ware mit Luft erforderlich ist. Die 

Luftumwälzraten beim Tiefkühltransport liegen beim 30 - 40 fachen Luftwechsel, bei 

Fruchtfahrt liegen sie beim 60 - 80 fachen Luftwechsel. 

Kühlcontainer sollten nach Möglichkeit an Deck gefahren werden. Aufgrund der 

Zunahme der Kühlcontainer müssen jedoch vermehrt Kühlcontainer auch unter Deck 

transportiert werden. In diesem Fall muss die Kondensatorwärme der Kühlcontainer 

aus dem Laderaum entfernt werden, um das Aufheizen des Laderaums zu 

verhindern und dadurch den Betrieb der Kühlaggregate aufrechtzuhalten. 

Kühlaggregate arbeiten derzeit bei einer Umgebungstemperatur bis 50 °C 

zuverlässig [53]. Da das 6.750 TEU Containerschiff keine Kühlcontainer unter Deck 

transportiert, muss dieser Einfluss an dieser Stelle nicht berücksichtigt werden. 

Bislang werden die Energieverbräuche der Kühlcontainer von den Messsystemen 

nicht erfasst. Für eine Abschätzung des Einflusses der Kühlcontainer auf den 

Gesamtverbrauch der Hilfsdiesel, wird die Anzahl an Chilled - und Frozen - 

Kühlcontainern benötigt. Liegen keine Angaben über die Anzahl von Chilled- und 

70


Frozen – Containern vor, so ist der Leistungsbedarf gemäß den Bauvorschriften des 

Germanischen Lloyds wie folgt abzuschätzen [54]: 

– 20' Kühlcontainer: 8,6 kW 

– 40' Kühlcontainer: 12,6 kW 

Bisher wird manuell nur die Anzahl an 20‘ und 40‘ - Kühlcontainern erfasst und nicht 

zwischen Chilled - und Frozen - Kühlcontainern unterschieden. Da die GL – 

Empfehlungen tendenziell sehr hoch liegen, wird als Mittel über alle Containertypen, 

Umgebungsbedingungen und Warenarten für 20‘ Container circa 4 kW / TEU und für 

40‘ Container circa 7 kW / FEU angenommen [52]. Nachteilig ist, dass der Einfluss 

der Umgebungsbedingungen durch diese Abschätzung nicht einbezogen wird. Eine 

genauere Abschätzung des Leistungsbedarfs eines 40‘ Kühlcontainers unter 

Berücksichtigung der Umgebungstemperatur erfolgt durch [55]: 

P Chilled =1,693·T 2 +20·T+3432 in Watt (6.55) 

P Frozen =0,842·T 2 +15,1·T+1787 in Watt (6.56) 

T: Umgebungstemperatur in °C 

Diese Gleichungen gelten für einen Umgebungstemperaturbereich von - 5 °C bis 45 

°C. 

71

7 KPIs und Benchmarking 


7.1 KPIs und Benchmarking – Prozess 

Der Key Performance Indicator (KPI) bezeichnet eine Leistungskennzahl anhand 

derer die Effizienz eines Prozesses ermittelt werden kann. Mit Einführung von KPIs 

können Benchmarks entwickelt werden, die vergleichende Analysen von Prozessen 

mit zuvor festgelegten Bezugswerten ermöglichen. 

Zu beachten ist beim Benchmarking in der Schifffahrt, dass aufgrund der großen 

Unterschiede nur gleiche Schiffstypen sinnvoll miteinander verglichen werden 

können [56]. Der Benchmarking - Prozess ist in Abb. 14 dargestellt. 

Messdaten 

sammeln 

Überprüfung der Qualität der 

Messdaten 

Auswahl von 

KPIs 

Bestimmung 

von KPIs 

Festlegung 

von KPI - 

Zielwerten 

Vergleich 

aktueller KPIs 

mit Zielwerten 

Abweichung 

von Zielwerten 

Bewertung/Rating 

der Abweichung 

Abbildung 14: Benchmarking – Prozess [56] 

Zunächst müssen KPIs entwickelt und Vergleichswerte definiert werden. Bei der 

Entwicklung der KPIs ist darauf zu achten, dass diese ein Minimum an Messdaten 

erfordern, aussagekräftig, eindeutig sowie kennzeichnend für den Schiffsbetrieb sind 

und eine Abhängigkeit von der Schiffsgröße aufweisen. 

72


Die benötigten Messdaten müssen erfasst und hinsichtlich ihrer Qualität überprüft 

werden. Als Datenquellen stehen für die Auswertung die allgemeinen 

Schiffskennzahlen, manuell und automatisch erfasste Messdaten von Reisen sowie 

unter Trial Design Bedingungen bestimmte Messdaten zur Verfügung. 

Um eine aussagekräftige Analyse der Energieeffizienz durchführen zu können, sollte 

die Auswertung unter Berücksichtigung von Standard - Referenzbedingungen 

erfolgen: 

- Designtiefgang 

- Service - Schiffsgeschwindigkeit 

- Brennstoffart 

- Trial Design Bedingungen 

Die Festlegung von Zielwerten kann anhand von Messdaten unter Trial Design 

Bedingungen, Vergleichen zwischen Schwesterschiffen oder der Zustände vor und 

nach dem Docken erfolgen. Eventuelle Abweichungen von Messdaten und 

Zielwerten müssen interpretiert und analysiert werden [56]. Ein Bewertungsschema 

der Abweichungen von den definierten Zielwerten ist sinnvoll, sofern die Bandbreite 

dieser Abweichungen aufgrund einer großen Datenlage bekannt ist. Zum Zeitpunkt 

der Erstellung dieser Arbeit ist die erforderliche Datenlage noch nicht vorhanden. 

7.2 Nutzen von KPIs und Benchmarks 

Ziel der Bildung von KPIs und Benchmarks ist es die Energieeffizienz des 

Schiffbetriebs anhand dieser Indikatoren analysieren und vergleichen zu können. Um 

alle Beteiligten in den SEEMP Prozess zu integrieren, werden KPIs für verschiedene 

Zielgruppen und Zeiträume entwickelt. 

Unterschieden wird zwischen KPIs für das Bordpersonal und für das Management an 

Land zur Analyse der kurz-, mittel- und langfristigen Energieeffizienz des 

Schiffbetriebs. Um das Energiebewusstsein der Mannschaft zu schärfen, werden 

KPIs entwickelt, welche die momentane Energieeffizienz verschiedener Bereiche des 

Schiffes anzeigen. Diese KPIs dienen dem Bordpersonal unter anderem als direkte 

Rückmeldung auf die energetischen Auswirkungen ihrer Handlungen. 

Weiterhin werden KPIs eingeführt, die sowohl Mannschaft als auch Management 

einen Überblick über die Energieeffizienz einer ganzen Reise verschaffen und 

73


anhand derer die Energieeffizienz mit der von Schwesterschiffen verglichen werden 

kann. Vergleiche der Brennstoffverbräuche von Schwesterschiffen, die auf der 

gleichen Seeroute verkehren, hat gezeigt, dass der Verbrauch um bis zu 10 % 

voneinander abweichen kann [57]. 

Des Weiteren können anhand von KPIs und Benchmarks neue Energieeinsparmaßnahmen 

definiert und deren wirtschaftlicher Nutzen analysiert werden. 

7.3 KPIs und Benchmarking für den Bordbetrieb 

Für den Bordbetrieb sollten KPIs eingeführt werden, die sowohl den momentanen 

energetischen Zustand als auch dessen Entwicklung über den Verlauf der Reise 

darstellen, um das Bordpersonal trotz Schichtwechseln bei kritischen Entwicklungen 

zu alarmieren. 

Das Schiff wird in verschiedene Energiebereiche unterteilt, für die jeweils KPIs 

festgelegt werden: 

• Hauptmaschine 

• Hilfsdiesel 

• Hilfskessel 

Durch diese Aufteilung erhält das für den jeweiligen Energiebereich zuständige 

Bordpersonal eine individuelle Rolle in der Zielsetzung den Energieverbrauch zu 

senken und soll durch die direkte Rückmeldung über die Auswirkungen ihres 

Handelns zusätzlich motiviert werden energieeffizient zu handeln. 

7.3.1 Fahrtenergie 

Der Brennstoffverbrauch der Hauptmaschine wird in Tonnen/Seemeile, 

Euro/Seemeile, Tonnen/Stunde, Tonnen/Tag sowie als spezifischer Brennstoffverbrauch 

in g/kWh dargestellt. 

KPI 1 = m HM 

D 

in t / sm (7.1) 

74


KPI 2 = Euro 

D 

in Euro / sm (7.2) 

KPI 3 = m HM 

∆t 

in t / h (7.3) 

KPI 4 = m HM 

∆t 

in t / 24h (7.4) 

KPI 5 = m HM 

= m HM 

=b 

P B P e,real/HM in g / kWh (7.5) 

D·η S 

Durch diese Darstellung erhält die Schiffsführung einen Überblick wie sich zum 

Beispiel eine Trimm- , Geschwindigkeits- oder Kursänderung auf den Verbrauch 

auswirkt. Die Angabe der Brennstoffkosten in Euro pro Seemeile soll der 

Schiffsführung anschaulich die Bedeutung der Einsparung von Brennstoff darlegen 

und einen zusätzlichen Ehrgeiz erwecken, so sparsam wie möglich zu fahren. In 

schwerem Seegang muss die Schiffsgeschwindigkeit reduziert werden. Die KPIs 

können dabei helfen die optimale Geschwindigkeit zu finden. 

Der spezifische Brennstoffverbrauch ist eine Kennzahl zur Bewertung der Motoreffizienz. 

Ein Anstieg des spezifischen Brennstoffverbrauchs der Hauptmaschine 

kann verschiedene Ursachen haben. Um allgemein den Zustand der Hauptmaschine 

zu beschreiben, wird ein Bechmark eingeführt, das die prozentuale Abweichung der 

gemessenen spezifischen Brennstoffverbräuche von den Prüfstandswerten in 

Abhängigkeit von der Wellenleistung ermittelt. 

Bench 1 = 

b e,real (P D ) 

b e,TestBench (P D )/100 

-100 in % (7.6) 

7.3.2 Bordenergie 

Für jeden Hilfsdiesel soll der spezifische Brennstoffverbrauch in g/kWh sowie der 

Brennstoffverbrauch in Tonnen/Stunde angezeigt werden. 

KPI 6 =b e,real/HD in g / kWh (7.7) 

75


KPI 7 = m HDi 

∆t 

in t / h (7.8) 

Weiterhin wird die Darstellung des Gesamtverbrauchs aller Hilfsdiesel empfohlen: 

KPI 7 = ∑ m HDi 

∆t 

in t / h (7.9) 

KPI 8 = m HD 

∆t 

in t / 24h (7.10) 

Es werden bewusst einfache KPIs und Benchmarks für den Bordbetrieb eingeführt, 

um die Überwachung der Energieeffizienz an Bord zu etablieren. Längerfristig 

können auch aufwendigere Kennzahlen, die im folgenden Kapitel 7.4 KPIs und 

Benchmarking zur Auswertung einer Reise beschrieben werden, Einzug in den 

täglichen Bordbetrieb finden. 

7.4 KPIs und Benchmarking zur Auswertung einer Reise 

Zunächst werden KPIs eingeführt, die eine grobe Bewertung der Energieeffizienz 

ermöglichen. Im Anschluss werden diese KPIs für eine genauere Analyse weiter 

aufgeschlüsselt. 

7.4.1 KPIs zur Bewertung der Energieeffizienz 

Die Leistungskennzahl Ship Energy Intensity (SEI) bestimmt die verbrauchte Energie 

pro transportierte Tonne und Seemeile [56]: 

SEI= E ges 

∆·D 

in kJ / t-sm (7.11) 

Bei dem SEI wird die gesamte Verdrängung betrachtet und nicht zwischen Payload, 

Bunker und Stores, Ballastwasser und dem Leerschiffsgewicht unterschieden. Der 

SEI wird daher modifiziert, sodass der Energiebedarf pro transportierte Tonne 

Ladung und Seemeile dargestellt wird: 

KPI I = 

E ges 

m Cargo·D 

in kJ / t-sm (7.12) 

76


Damit charakterisiert dieser KPI I die Effizienz der Transportleistung. 

Der Propulsion Energy Intensity (PEI) Indikator beschreibt die Wellenleistung pro 

transportierte Tonne und Seemeile [56]. 

PEI= P D 

∆·D 

in kW / t-sm (7.13) 

Durch den PEI wird demnach dargestellt, wie effektiv die Wellenleistung genutzt wird 

und ob das Schiff hydrodynamisch günstig ist. 

7.4.2 KPIs zur Bewertung der CO 2 Emissionen 

Um einen einfachen Überblick über die CO 2 Emissionen zu erhalten, wird ein 

Transportindex eingeführt, der den CO 2 – Ausstoß auf die Verdrängung und 

zurückgelegte Distanz bezieht [58]: 

Index= ∑ j FC j·C Fj 

∆·D 

in gCO 2 / t-sm (7.14) 

Dieser CO 2 - Index kann auch auf die Zeit bezogen werden 

(gCO 2 /Stunde/(Verdrängung in Tonnen x Geschwindigkeit) [58]: 

Index= ∑ j FC j·C Fj 

∆t·v·∆ 

in gCO 2 / h-kn-t (7.15) 

Der EEOI beschreibt die Effizienz der Transportleistung anhand des CO 2 - Ausstoßes 

und charakterisiert somit die Umweltfreundlichkeit des Transports. Der CO 2 - 

Ausstoß ist proportional zum verbrauchten Brennstoff. 

EEOI= ∑ j FC j·C Fj 

m Cargo·D 

in gCO 2 / t-sm (7.16) 

Der KPI I unterscheidet sich vom EEOI nur dadurch, dass der Energieverbrauch 

anstelle der CO 2 – Emissionen betrachtet wird. 

77


Kritik am KPI I und EEOI: 

• KPI I und EEOI variieren mit der Auslastung der Ladekapazität und sind damit 

stark konjunkturabhängig. 

• Der Einfluss der Zusatzwiderstände und Umgebungsbedingungen bleibt 

unberücksichtigt. 

• Die Ladungszusammensetzung wie z.B. die Anzahl geladener Kühlcontainer 

wird nicht erfasst. 

• Die Schiffsgeschwindigkeit bleibt unberücksichtigt. 

• Der Energieverbrauch hängt unter anderem davon ab, ob sich das Schiff auf 

See, in Revierfahrt oder im Hafen befindet. Um Schiffe, die auf 

unterschiedlichen Fahrtgebieten verkehren, sinnvoll vergleichen zu können, 

muss daher dieser Einfluss berücksichtigt werden. 

Auf See ist der Brennstoffverbrauch der Hauptmaschine und dadurch der 

Gesamtverbrauch am größten, da dort die Geschwindigkeit am höchsten ist. Der 

Verbrauch der Hilfsdiesel ist während der Revierfahrt am höchsten, da zusätzliche 

Leistung für Verbraucher wie Bug- und Heckstrahler benötigt wird, um ausreichende 

Manövrierfähigkeit vorzuhalten. Durch Unterscheidung von Hafen, See- und 

Revierfahrt werden diese Effekte berücksichtigt und somit die Grundlage für einen 

aussagekräftigeren Vergleich zwischen einzelnen Reisen und Schwesterschiffen 

geschaffen. 

Der KPI II bestimmt jeweils die Energiemenge, die benötigt wird, um in der Revierfahrt 

bzw. auf See eine Tonne Ladung eine Seemeile zu transportieren: 

KPI II = E See/Revier 

m Cargo·D 

in kJ / t-sm (7.17) 

Diese Unterscheidung ermöglicht einen genaueren Vergleich der 

Energieperformance von Containerschiffen, die auf unterschiedlichen Routen 

verkehren. Weiterhin kann der Nutzen von Energieeinsparmaßnahmen, die 

beispielsweise besonders auf See Wirkung zeigen, durch die Isolation von der 

Revierfahrt und Hafenliegezeit genauer analysiert werden. 

78


Die weitere Separierung des Energieverbrauchs in die Anteile von Hauptmaschine, 

Hilfsdiesel und Hilfskessel ermöglicht eine Bewertung des energieeffizienten 

Verhaltens der Besatzungen sowie die Analyse von Energieeinsparmaßnahmen, die 

speziell die Fahrt- oder Bordenergie betreffen. 

KPI III = E HM,See/Revier 

m Cargo·D 

in kJ / t-sm (7.18) 

KPI IV = E HD,See/Revier/Hafen 

m Cargo·D 

in kJ / t-sm (7.19) 

Der Energiebedarf der Hauptmaschine ist stark abhängig von der 

Schiffsgeschwindigkeit. Um die Energieeffizienz einer Rundreise zu bewerten, kann 

für jeden Reiseabschnitt die verbrauchte Energie pro transportierte Tonne und 

Strecke zusätzlich durch die Reisedauer in Stunden geteilt werden. Diese Werte 

werden aufsummiert. Damit erhält man für eine Rundreise den durchschnittlichen 

Energiebedarf pro Stunde, um eine Tonne Ladung eine Seemeile zu transportieren. 

KPI V = ∑ E HM,See/Revier 

∆t∙m Cargo ∙D 

in kJ / t-sm-h (7.20) 

79


7.4.3 Benchmark zur Bewertung des Zustands der Hauptmaschine 

In Kapitel 7.3 KPIs und Benchmarking für den Bordbetrieb wurde mit Bench 1 bereits 

ein Benchmark eingeführt, das ebenfalls für die Auswertung einer gesamten Reise 

interessant ist. 

Bench I = 

b e,real (P D ) 


-100 in % (7.21) 

Sofern Umgebungstemperatur, Umgebungsdruck und Heizwert bekannt sind, kann 

deren Einfluss auf den Anstieg des spezifischen Brennstoffverbrauchs 

näherungsweise bestimmt werden. Eine genauere Berechnung des Anstiegs des 

spezifischen Brennstoffverbrauchs bedingt die Messung von Ladelufttemperatur, 

Ansauglufttemperatur und Ansaugluftdruck. 

Der prozentuale Anstieg des spezifischen Brennstoffverbrauchs infolge eines von 

den ISO - Bedingungen abweichenden Heizwertes beträgt: 

b e,Heizwert =100- H U,real 

42.700 kJ 

kg 

100 

in % (7.22) 

Für Schweröl mit einem Heizwert von 40.000 kJ/kg beträgt der zusätzliche 

Brennstoffverbrauch beispielsweise 6,32 %. 

Unter der vereinfachten Annahme, dass ein linearer Zusammenhang zwischen 

spezifischen Brennstoffverbrauch und Seewassertemperatur besteht, kann ein 

Anstieg des spezifischen Brennstoffverbrauchs aufgrund zunehmender 

Seewassertemperatur gegenüber den ISO – Bedingungen wie folgt bestimmt 

werden: 

b e,Seewassertemp. =t Seewasser °C-25°C·0,041% in % (7.23) 

Für den Einfluss der Umgebungslufttemperatur gilt analog: 

b e,Lufttemp. =t Luft +3°C-25°C·0,071% in % (7.24) 

Der Luftdruck verändert den spezifischen Verbrauch wie folgt: 

80


b e,Luftdruck =1.000mbar-p Luft 

mbar·0,005% in % (7.25) 

Durch Isolation der Einflüsse von Heizwert und Umgebungsbedingungen auf den 

Brennstoffverbrauch kann die Abweichung von den Prüfstandswerten und damit der 

Zustand der Hauptmaschine genauer bewertet werden. 

Bench II = : b e,real (P D -b e,Heizwert-b e,Umgebungsbedingungen 

; -100 in % (7.26) 


In dieser Formel bleiben jedoch die hohen Schwankungen der Schwerölqualität und 

damit die unterschiedlichen Zünd- und Brenneigenschaften unberücksichtigt. 

Die Abbildungen 15 und 16 zeigen die hohen Schwankungen der Brennstoffqualität 

von Schweröl bezüglich der Zünd- und Brenneigenschaften in Abhängigkeit von der 

Viskosität, dem Bunkerzeitpunkt und Bunkerort. 

Die dargestellten Messergebnisse basieren auf folgendem Messaufbau: 

Der Brennstoff wird in eine zuvor auf 500 °C erhitzte Brennkammer konstanten 

Volumens eingespritzt. In der Brennkammer herrscht ein Druck von 45 bar. Der bei 

der Entzündung auftretende Druckanstieg wird gemessen. Diese Messdaten werden 

an einen Computer zur Auswertung übermittelt. Aus 25 verschiedenen Injektionen 

wird jeweils der Mittelwert bestimmt [59]. 

Abbildung 15: Verbrennungsdruck verschiedener Brennstoffe [4] 

81


Abbildung 16: Wärmefreisetzungsrate verschiedener Brennstoffe [4] 

Farbskala 

Gelb: Bunker von Hamburg, 15. März 2007, 380 cSt 

Braun: Bunker von Hamburg, 15. März 2007, 380 cSt 

Grün: Bunker von Tg Pelepas, 25. Feb. 2007, 380 cSt 

Rot: Bunker von Rotterdam, 25. November 2006, 380 cSt 

Schwarz: Bunker von Rotterdam, 25. November 2006, 500 cSt 

Grau: Bunker von Rotterdam, 22. März 2007, 380 cSt 

Blau: Bunker von Rotterdam, 23. Januar 2007, 500 cSt 

cSt = Viskosität in mm 2 / s 

Der genaue Einfluss der Zünd- und Brennstoffeigenschaften auf den 

Brennstoffverbrauch sind derzeit noch unbekannt. Für Marine Diesel Öl liefern Bench 

I und II genauere Ergebnisse, da die Schwankungen in der Brennstoffqualität 

deutlich geringer sind. 

Für die Bewertung der Zustände der Hilfsdiesel kann analog vorgegangen werden. 

82


7.4.4 Benchmark zur Bewertung der optimalen Betriebspunkte der 

Dieselmotoren 

Im Folgenden soll untersucht werden, ob Hauptmaschine und Hilfsdiesel in einem 

günstigen Betriebspunkt arbeiten. Der optimale Betriebspunkt der Hauptmaschine 

des 6.750 TEU Containerschiffs liegt bei circa 75 % Maximum Continuous Rating 

(MCR). Dies entspricht einer Wellenleistung von 42.825 kW. Dort ist der spezifische 

Brennstoffverbrauch am niedrigsten. 

Abbildung 17: Spezifischer Brennstoffverbrauch des 6.750 TEU Containerschiffs [4] 

Mit Benchmark III wird die Abweichung der gemessenen Wellenleistung von der 

optimalen Wellenleistung bei 75 % MCR bestimmt. Die Anwendung dieses 

Benchmark ist nur für die Betrachtung der Seefahrt sinnvoll, da im Revier die 

Geschwindigkeit begrenzt ist und entsprechend die Wellenleistung deutlich niedriger 

ist. 

75 % MCR 

Bench III = (1- P D,Gemessen 

P D,Optimal 

)·100 in % (7.27) 

Durch Betrieb der Hauptmaschine im optimalen Betriebspunkt wird nicht der 

niedrigste Gesamtverbrauch erzielt. Um den ansteigenden Brennstoffkosten 

entgegenzuwirken werden Schiffe gegenwärtig häufig deutlich unterhalb des 

83


optimalen Betriebspunkts betrieben. Mit einer solchen Reduzierung der 

Dienstgeschwindigkeit, die auch als Slow Steaming bezeichnet wird, werden hohe 

Brennstoffeinsparungen erzielt. Eine Auswertung der in der Praxis auftretenden 

Abweichungen von dem optimalen Betriebspunkt kann jedoch bei der Auswahl der 

vorzuhaltenden Maschinenleistung für Neubauten genutzt werden sowie für den Fall 

bereits gebauter Schiffe als Bewertung des Nutzens von Nachrüstungen zur 

Energieeinsparung hinzugezogen werden. Die Motorenhersteller bieten 

beispielsweise Systeme an, die den Lastbereich der Hauptmaschine erweitern, 

wodurch der spezifische Brennstoffverbrauch gesenkt werden kann. 

An Bord des 6.750 TEU Containerschiffs sind vier Hilfsdiesel vom Hersteller Wärtsilä 

und Typ 6R32 installiert, deren Leistung je 2.220 kW beträgt. Der optimale 

Betriebspunkt liegt bei 85 % der Nennleistung [60]. Durch Benchmark IV wird die 

Abweichung der Leistung von dem optimalen Betriebspunkt bestimmt. In der Praxis 

betreiben die Ingenieure an Bord die Hilfsmotoren sehr unterschiedlich. So werden 

häufig mehr Motoren betrieben als notwendig, um Redundanz vorzuhalten. 

Benchmark IV kann zur Bewertung des energieeffizienten Umgangs durch 

verschiedene Besatzungen dienen. Zudem können die Ergebnisse für die optimale 

Dimensionierung der Hilfsdiesel für Neubauten genutzt werden. 

Bench IV = (1- P Eff,Gemessen 

P Eff,Optimal 

)·100 in % (7.28) 

84


7.4.5 Benchmark zur Bewertung der Abweichung der vom Charterer 

festgelegten Geschwindigkeit von der gemessenen Geschwindigkeit 

Anhand eines weiteren Benchmarks soll die Abweichung der vom Charterer 

festgelegten Geschwindigkeit mit der gemessenen Geschwindigkeit bestimmt 

werden. Dadurch wird überprüft, wie genau sich die Mannschaft an die Vorgaben des 

Charterers gehalten hat. 

Bench V = (1- v Gemessen 

v Charterer 

)·100 in % (7.29) 

7.4.6 Benchmark zur Bewertung des Zylinderschmierölverbrauchs 

Für die Erzeugung des Vortriebs werden auf großen Containerschiffen Zweitakt - 

Dieselmotoren eingesetzt, die ohne zwischengeschaltetes Getriebe den Propeller 

direkt antreiben. Aufgrund des niedrigeren Drehzahlbereichs und der daraus 

resultierenden geringeren Reibungsverluste weisen Zweitaktmotoren einen höheren 

Wirkungsgrad und einen niedrigeren spezifischen Kraftstoffverbrauch auf als 

Viertaktmotoren. Zweitaktmotoren verfügen im Gegensatz zu Viertaktmotoren über 

einen gesonderten Schmierölkreislauf für die Zylinderschmierung. Daher ist die 

Analyse des Zylinderschmierölverbrauchs nur für die Hauptmaschine relevant. Das 

Zylinderschmieröl wird über Bohrungen der Zylinderlauffläche zugeführt und schmiert 

und säubert die Buchsen und Kolben [26]. Die Basenzahl BN des Zylinderschmieröls 

beeinflusst die Korrosion der Oberfläche der Zylinderlaufbuchsen. Je höher die 

Basenzahl des Zylinderschmieröls, desto mehr Säure kann neutralisiert werden. Die 

Basenzahl darf jedoch nicht zu hoch gewählt werden, da sonst die Gefahr besteht, 

dass die Zylinderlauffläche poliert wird und damit nicht ausreichend viel Reibung für 

die Bildung eines Schmierölfilms auftritt. 

Die Hauptmaschine des 6.750 TEU Containerschiffs wurde mit dem Alpha Adaptive 

Cylinder Oil Control (Alpha ACC) System des Herstellers MAN B&W nachgerüstet. 

Das Alpha ACC System verspricht eine Reduzierung des 

Zylinderölschmierölverbrauchs und des Verschleiß sowie längere Wartungsperioden. 

Überhöhte Schmierraten, die in Vergangenheit häufig als Vorsichtsmaßnahme 

eingestellt wurden, führten nicht nur zu höheren Ausgaben für Schmieröl, sondern 

auch zu hohem Verschleiß durch übermäßigen Rußniederschlag. Durch hohe 

85


Schmierraten steigt zudem der Anteil an sichtbaren Rauch. Die optimale Schmierrate 

ist Untersuchungen zu Folge proportional zum Leistungsbereich und abhängig vom 

Schwefelgehalt des Brennstoffs. Eine optimale Schmierrate minimiert die Abnutzung 

der Zylinder. Das elektronisch kontrollierte Alpha ACC System versorgt die Zylinder 

in Abhängigkeit von deren Position periodisch alle zwei bis zwanzig 

Wellenumdrehungen mit einer bestimmten Menge an Schmieröl [61], [62]. 

Abb. 22 zeigt die Schmierraten in Abhängigkeit der Basenzahl BN. 

Abbildung 18: Zylinderschmierölrate in Abhängigkeit von der Basenzahl [61] 

Die Grundeinstellung der Zylinderschmierölrate für Zylinderöl mit einer Basenzahl 

von BN70 erfolgt gemäß der Formel 

0,20 g 

·S in % (7.30) 

kWh 

wobei die Mindesteinstellung bei einem Schwefelgehalt < 3 % 0,60 g/kWh beträgt 

[61]. Der Zusammenhang zwischen Wellenleistung P D und der Leistung am 

Abtriebsflansch P B wurde bereits erläutert: 

P B = P D 

η S 

= P D 

0,99 

in % (7.31) 

Der gemäß Herstellerangaben maximal zu erwartende Zylinderschmierölverbrauch 

beträgt demnach für Schmieröl vom Typ BN70: 

86


Wenn ∑ P D·0,25 

0,99 

·0,2·S· 1 

10 6 >0,60 h (7.32) 

m Zylinderöl/Hersteller = ∑ P D·0,25 

0,99 

·0,2·S· 1 

10 6 in t (7.33) 

Wenn ∑ P D·0,25 

0,99 

·0,2·S· 1 

10 6 ≤0,60 g/kWh 

m Zylinderöl/Hersteller = ∑ P D·0,25 

0,99 

·0,60· 1 

10 6 in t (7.34) 

Die 0,25 h berücksichtigen, dass die automatischen Messwerte alle 15 min 

aufgezeichnet werden. 

Mit dem Benchmark VI wird geprüft, wie sehr der tatsächliche Verbrauch von den 

Angaben des Herstellers abweicht. 

Bench VI =100- 

m Zylinderöl/Hersteller 

m Zylinderöl/Gemessen /100 

in % (7.35) 

Hilfskessel 

Der Hilfskessel wird eingeschaltet, wenn der Abgaskessel nicht ausreichend viel 

Dampf für das Dampfsystem produziert. Dieser Fall tritt ein, wenn die Maschine bei 

sehr geringer Leistung betrieben wird oder sogar still steht und dadurch keine 

ausreichende Abgasmenge für die Dampferzeugung produziert. 

Benchmark VII stellt den prozentualen Anteil der vom Hilfskessel verbrauchten Energie 

zum gesamten Energiebedarf der Reise dar. Er kann dienen verschiedene Reisen, 

Besatzungen oder Schwesterschiffe zu vergleichen. 

Bench VII = E Hilfskessel 

E Ges 

·100 in % (7.36) 

Einfluss der Zusatzwiderstände 

Die Wellenleistung P D ist abhängig von der Schiffsgeschwindigkeit v, dem 

Schiffswiderstand R T sowie dem Propulsionsgütegrad η D : 

87


P D = R T·v 

η D 

in kW (7.36) 

Durch ein Benchmark soll dargestellt werden, wie hoch der Einfluss der 

Zusatzwiderstände gegenüber dem Zustand unter Trial Design Bedingungen ist. 

Der Propulsionsgütegrad wird mit einer Näherungsformel berücksichtigt [29]. 

1 

2 

η D 

=0,885-0,00012·n·L PP 

(7.37) 

Für jede gemessene Schiffsgeschwindigkeit wird die zugehörige Wellenleistung mit 

der Wellenleistung aus dem Speed-Power-Diagramm unter Trial Design 

Bedingungen ins Verhältnis gesetzt. Der Differenz zwischen diesen Leistungen wird 

in % ausgedrückt. 

Bench VIII = 

P D (v) real 

P D (v) SeaTrial /100 

-100 in % (7.38) 

Einfluss der Rauhigkeit 

Für den Fall, dass die Zusatzwiderstände durch Kurshalten, Driften und 

Meeresströmungen für einen bestimmten Messbereich vernachlässigt werden 

können, da die Abweichungen zwischen Geschwindigkeit über Grund und 

Geschwindigkeit über Wasser < 3 % sind, gilt für die Summe aus 

Glattwasserwiderstand und Rauhigkeitswiderstand: 

R T,Rauhigkeit =R T,Gemessen -(R Wind +R Seegang +R Tiefgang+Trimm ) in kN (7.39) 

Die prozentuale Zunahme des Rauhigkeitswiderstands verglichen zum werftneuen, 

bewuchsfreien Rumpf beschreibt das Bench IX : 

Bench IX =100- 


R T,Rauhigkeit /100 

in % (7.40) 

88


Analyse des effizienten Einsatzes der Bordenergie 

Durch Berücksichtigung der Anzahl an Kühlcontainern kann aus Benchmark VIII 

geschlossen werden, wie effizient die Besatzung mit der Bordenergie umgeht und 

welchen Nutzen eine Energieeinsparmaßnahme tatsächlich hat. 

KPI VI = E HD,See/Revier-E Kühlcontainer 

m Cargo·D 

in kJ / t - sm (7.41) 

Benchmark zur Bewertung der Ladungsauslastung 

Um die Auslastung der Ladekapazität in % zu beurteilen, wird die Anzahl an 

transportierten vollen Containern in Bezug zu der Designladekapazität gesetzt. 

Durch dieses Benchmark IX können Konjunkturschwankungen, die Auslastung 

einzelner Schiffe und Routen sowie der gesamten Flotte analysiert werden. 

Bench X = Anzahl Container Transportiert 

max. Anzahl Container 

·100 in % (7.42) 

89


SEI = E FBL 

∆ ∙ H 

Brennstoffenergie gesamt 

PSTUV = ∑ WX Y Y ∙ X ZY 

∆ ∙ H 

_US`h l = mSnohp XqSrosSUt uED^LvGEkKBEk 

∙ 100 

oV. mSnohp XqSrosSUt 

P M 

PEI = 

∆ ∙ H 

m HM+m HD+m HK 

PSTUV = ∑ WX Y Y ∙ X ZY 

t ∙ ∆ ∙ [ 

_US`h R = (1 − [ cB~BLLB^ 

[ CiDEkBEBE 

∙ 100 

E FBL 

KPI @ = 

CDEFG ∙ H 

QQ\P = ∑ WX Y Y ∙ X ZY 

CDEFG ∙ H 

See 


E ABB 

KPI @@ = 

CDEFG ∙ H 

Revier 


E IBJKBE 

KPI @@ = 

CDEFG ∙ H 

Hafen 


_US`h R@ = 100 − 

z{aK^|BEöa/BELkBaaBE 

z{aK^|BEöa/cB~BLLB^/100 

x u,uEKDaMBLKF^ 

_US`h @l = 100 − 

x u,IDyiKFbBKk /100 

HM 

m HM,See 

HD 

m HD,See 

HK 

m HK,See 

HM 

m HM,Revier 

HD 

m HD,Revier 

HK 

m HK,Revier 

HD 

m HD,Hafen 

HK 

m HK,Hafen 

Q ,ABB 

NOP @@@ = 

CDEFG ∙ H 

Q M,ABB 

NOP @R = 

CDEFG ∙ H 

_US`h R@@ = Q Ka]LbBLLBa 

Q cBL 

∙ 100 

NOP @@@ = Q ,IBJKBE 

CDEFG ∙ H 

NOP @R = Q M,IBJKBE 

CDEFG ∙ H 


Q cBL 

∙ 100 

NOP @R = Q M,D]B^ 

CDEFG ∙ H 


Q cBL 

∙ 100 

O 

NOP R@ = Q M ([ EBDa 

M,ABB − Q güiajG^kDK^BE 

_US`h R@@@ = 

O M ([ ABDuEKDa /100 − 100 O M ([ EBDa 

_US`h 

CDEFG ∙ H 

R@@@ = 

O M ([ ABDuEKDa /100 − 100 

NOP R@ = Q M,IBJKBE − Q güiajG^kDK^BE 

CDEFG ∙ H 

NOP R@ = Q M,IBJKBE − Q güiajG^kDK^BE 

CDEFG ∙ H 

b B,EBDa (O M 

_US`h @ = 

€ B,uBLkB^ji (O M /100 − 100 

_US`h @R = ‡(1 − O ‰]],cB~BLLB^ 

O ‰]],ˆvkK~Da 

∙ 100‡ 

_US`h @R = ‡(1 − O ‰]],cB~BLLB^ 


∙ 100‡ 

_US`h @R = ‡(1 − O ‰]],cB~BLLB^ 


∙ 100‡ 

_US`h @@ = 

b B,EBDa (O M − € B,BK‚ƒBEk − € B,„~FB…y^FL…B|K^Fy^FB^ 

† 

€ B,uBLkB^ji (O M /100 

− 100 

Abbildung 19: Übersicht – KPIs 

90 

_US`h @@@ = ‡(1 − O M,cB~BLLB^ 

O M,ˆvkK~Da 

∙ 100‡

8 Auswertung der Messdaten 


Die Auswertung der Messdaten erfolgt mit der Energiemonitoring Software JEVIs der 

Envidatec GmbH und Microsoft Excel. 

Es stehen keine automatischen und manuellen Datensätze einer kompletten 

Rundreise zur Verfügung. Für die Atlantiküberquerung von Le Havre nach Charlston 

sind jedoch automatische Messdaten von zwei Fahrten für eine Auswertung 

vorhanden. Weiterhin wird ein Reiseabschnitt von Bremerhaven bis Charlston 

analysiert, für den sowohl manuelle als auch automatische Messdaten vorliegen. 

8.1 Vorbereitungen für die Auswertung 

Für die Bestimmung der KPIs und Benchmarks müssen vorab einige unbekannte 

Parameter bestimmt werden. 

8.1.1 Verdrängung 

Messdaten für die Verdrängung liegen nicht vor. Die Tiefgänge am vorderen und 

hinteren Lot werden jedoch erfasst. Daher wird anhand der Daten aus den 

Hydrostatischen Tabellen für das 6.750 TEU Containerschiff eine Gleichung 

entwickelt, die den Zusammenhang zwischen mittleren Tiefgang in m und 

Verdrängung in t in Salzwasser beschreibt. Es wird hierfür ein linearer Zusammenhang 

zwischen Tiefgängen und Verdrängung angenommen. 

Für den Tiefgangsbereich von T M = 7,879 m bis T M = 14,979 m sind die zugehörigen 

Verdrängungen V in Abb. 20 dargestellt. Für diesen Bereich gilt: 

V=9234·T M -22068 in t (8.1) 

Die mittlere Abweichung der durch diese Gleichung bestimmten Werten von den 

Messwerten aus den Hydrostatischen Tabellen beträgt 0,66 %. 

91


Verdrängung in t in Seewasser 

140000 

130000 

120000 

110000 

100000 

90000 

80000 

70000 

60000 

50000 

40000 

y = 9234x - 22068 

7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 

Mittlerer Tiefgang in m 

Abbildung 20: Zusammenhang zwischen mittleren Tiefgang und Verdrängung des 6.750 TEU 

Containerschiffs 

Für den Reiseabschnitt von Bremerhaven bis Charlston liegen die mittleren 

Tiefgänge in dem Bereich von T M = 9,325 m bis T M = 12,7 m vor. Dieser Bereich wird 

genauer beschrieben durch die Gleichung: 

V=9162,9·T M -21786 in t (8.2) 

Unter Verwendung dieser Formel ergibt sich ein mittlerer Fehler von 0,164 % im 

Vergleich zu linear interpolierten Werten aus den Hydrotatischen Tabellen. 

92


100000 

Verdrängung in t in Seewasser 

90000 

80000 

70000 

60000 

50000 

40000 

y = 9162,9x - 21786 

9 10 11 12 13 14 15 


Abbildung 21: Zusammenhang zwischen mittleren Tiefgang und Verdrängung für einen 

Teilbereich des 6.750 TEU Containerschiffs 

8.1.2 Speed - Power - Kurve für Designtiefgang unter Trial Design Bedingungen 

Für das 6.750 TEU Containerschiff wurde von der Reederei NSB die Speed Trial 

Kurve zur Verfügung gestellt (siehe Anhang C). 

Für den Designtiefgang T D = 12 m werden die unter Trial Design Bedingungen 

bestimmten Geschwindigkeiten und zugehörigen Wellenleistungen ausgelesen. 

Zwischen der Wellenleistung in kW und der Geschwindigkeit in kn besteht ungefähr 

der folgende proportionale Zusammenhang [24]: 

P D ~v k+1 in t (8.3) 

Die Speed – Power – Kurve des 6.750 TEU Containerschiffs kann näherungsweise 

beschrieben werden durch folgende Gleichung: 

P D =0,2408·v S 

3,7184 

in t (8.4) 

Der Betrieb der Hauptmaschine wird durch eine Mindestdrehzahl begrenzt. Durch zu 

geringe und unregelmäßige Einspritzmengen ist der Motorlauf unterhalb dieser 

Mindestdrehzahl instabil [25]. Bei Schiffsgeschwindigkeiten, die einen Betrieb 

unterhalb der Mindestdrehzahl erfordern würden, muss das Schiff geschleppt 

werden. Es werden daher nur Geschwindigkeiten ab 7 kn betrachtet, siehe Abb. 22. 

93


Unter Vernachlässigung der Auslesefehler ergibt sich mit dieser Formel für den 

betrachteten Bereich ein mittlerer Fehler von 3 %. 

50000 

45000 

Wellenleistung in kW 

40000 

35000 

30000 

25000 

20000 

15000 

10000 

y = 0,2408x 3,7184 

5000 

0 

7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 

Geschwindigkeit in kn 

Abbildung 22: Speed - Power - Ausgleichskurve für 6.750 TEU Containerschiff 

8.1.3 Heizwerte 

Für die Berechnung des Energieverbrauchs werden die Heizwerte der verschiedenen 

Brennstoffsorten benötigt. Hauptmaschine und Hilfsdiesel werden überwiegend mit 

Schweröl (HFO) betrieben, das einen Schwefelgehalt von 3,5 % nicht überschreiten 

darf. In bestimmten Fahrtgebieten, die als Emission Control Area (ECA) bezeichnet 

werden und zu denen zum Beispiel Nordsee, Ostsee, und Ärmelkanal zählen, dürfen 

Schiffe nur noch mit Schweröl mit einem Schwefelgehalt < 1 %, sogenanntem Low 

Sulphur HFO, betrieben werden. Weiterhin dürfen in allen europäischen Häfen nur 

noch Marinedieselöle (MDO) mit einem Schwefelgehalt < 0,1 % eingesetzt werden. 

In den außereuropäischen Häfen, die in dem Fahrtgebiet des 6.750 TEU 

Containerschiffes liegen, dürfen Hilfsdiesel und Hilfskessel mit Schweröl betrieben 

werden [4]. 

Für Low Sulphur HFO wurde der Heizwert in den manuellen Daten erfasst und 

beträgt 39.550 kJ/kg. Die Heizwerte von Schweröl und Marinedieselöl sind 

94


unbekannt und werden abgeschätzt. Für HFO wird ein Heizwert von 40.600 kJ/kg 

und für MDO ein Heizwert von 42.700 kJ/kg angenommen. 

8.2 Auswertung der Atlantiküberquerung 

Im Folgenden sollen die beiden unterschiedlichen Routen von Le Havre nach 

Charlston hinsichtlich ihrer Energieeffizienz analysiert werden. Für die Auswertung 

werden unter anderem die zuvor eingeführten KPIs und Benchmarks verwendet. 

Tabelle 16: Messdaten für zwei Atlantiküberquerungen des 6.750 TEU Containerschiffs 

Zeit 

Reise Hafen Datum 

UTC 

1 

2 

Abfahrt 

18.04.2012 04:14 

Le Havre 

Ankunft 

27.04.2012 08:59 

Charlston 

Abfahrt 

06.06.2012 07:55 

Le Havre 

Ankunft 

15.06.2012 11:10 

Charlston 

Verbrauch 

Distanz Dauer ØGeschw. 

HM 

in sm in h in kn 

in t in t/sm 

3768 220,75 17,05 1017 0,270 

3738 219,25 17,03 984 0,263 

Reise 1: 3768 sm 

Reise 2: 3738 sm 

Abbildung 23: Routen von zwei Atlantiküberquerungen des 6.750 TEU Containerschiffs [63], 

[64] 

95


Bei der Atlantiküberquerung wird die Steuerung in der Regel vom Trackpilot 

übernommen. Der Trackpilot ermöglicht unter Vorgabe einzelner Wegpunkte die 

Beschreibung ganzer Routen, die dann vom Schiff selbstständig abgefahren werden. 

Damit bietet er einen Vorteil gegenüber zum Autopiloten, wo lediglich Start- und 

Zielkoordinate festgelegt werden können. Das Abdriften vom Kurs wird durch einen 

Abgleich der Soll - und Ist - Position und entsprechendem Gegensteuern automatisch 

durch den Trackpilot korrigiert. Die beiden Routen weichen sichtbar voneinander ab. 

Im Folgenden wird analysiert, welche der beiden Routen günstiger ist [4]. 

Der Brennstoffverbrauch der Hauptmaschine pro Seemeile auf Reise 1 ist um 2,59 % 

höher als der Verbrauch auf Reise 2. Dieser Mehrverbrauch kann aus einer höheren 

Schiffsgeschwindigkeit, höheren Zusatzwiderständen, ungünstigeren Umgebungsbedingungen, 

niedrigerer Brennstoffqualität sowie einem schlechteren Zustand der 

Hauptmaschine resultieren. Die Unterschiede im Verbrauch können auch saisonal 

bedingt sein. Daher ist ein Vergleich der Verbräuche HM / Seemeile zunächst wenig 

aussagekräftig und bedarf einer intensiveren Analyse. 

8.2.1 Geschwindigkeit 

Die durchschnittliche Geschwindigkeit über Grund beträgt für beide Reisen circa 17 

Knoten und unterscheidet sich lediglich um 0,12 %. 

Alle 72 Stunden wird der Motor auf circa 90 % MCR hochgefahren, um Rußpartikel 

aus den Kesseln zu blasen. Diese Vorgang wird als Rußblasen bezeichnet. Eine 

Ansammlung von Rußpartikeln verschlechtert die Wärmeübertragung und stellt eine 

Brandgefahr dar. 

Bei einer genauerer Untersuchung der Geschwindigkeitverläufe (Abb. 24 und 26) ist 

jedoch zu erkennen, dass auf Reise 1 die ersten zwei Tage eine Geschwindigkeit 

unterhalb von 15 kn und daraufhin eine Geschwindigkeit von circa 19 kn eingestellt 

wurde. Zu Beginn der Reise 2 wurde eine Geschwindigkeit von 22 kn eingestellt. 

Anschließend beträgt die durchschnittliche Schiffsgeschwindigkeit circa 17 kn. Abb. 

25 und Abb. 27 zeigen den zugehörigen Brennstoffverbrauch der Hauptmaschine 

sowie den Verbrauch der Hilfsdiesel. Deutlich zu erkennen ist die Abhängigkeit des 

Brennstoffverbrauchs der Hauptmaschine von der Schiffsgeschwindigkeit. 

96


Reise 1 

Abbildung 24: Schiffsgeschwindigkeit auf erster Atlantiküberquerung 

Rußblasen 

Reise 1 

Abbildung 25: Brennstoffverbrauch auf erster Atlantiküberquerung 

Reise 2 

Abbildung 26: Schiffsgeschwindigkeit auf zweiter Atlantiküberquerung 

97


Rußblasen 

Reise 2 

Abbildung 27: Brennstoffverbrauch auf zweiter Atlantiküberquerung 

Die Fahrweise wirkt sich demnach entscheidend auf den Verbrauch aus. 

Die Schiffsgeschwindigkeit wird vom Charterer festgelegt. Der Kapitän stellt diese 

Schiffsgeschwindigkeit über die Drehzahl ein. Dadurch ist der Kapitän in seinen 

Möglichkeiten energieeffizient zu fahren sehr eingeschränkt. 

8.2.2 Analyse der Fahrweise bezüglich der Energieffizienz 

Es wird empfohlen die Wellendrehzahl konstant zu halten anstatt die Schiffsgeschwindigkeit 

kontinuierlich über die Wellenleistung anzupassen [9], [65]. 

Um die Fahrweise des Kapitäns hinsichtlich der Energieeffizienz zu bewerten, wird 

daher die Drehzahl hinsichtlich ihrer Konstanz bewertet. 

8.2.3 Abweichung von konstanter Drehzahl 

Für die beiden Seeabschnitte wird jeweils bestimmt, wie hoch die prozentuale 

Abweichung einer Drehzahl gegenüber dem vorherigen Wert ist. Aus der Summe der 

prozentualen Abweichungen wird die mittlere prozentuale Schwankung der 

Drehzahlen berechnet, die eine Aussage über die Konstanz des Fahrtbetriebs liefert. 

Für Reise 1 beträgt dieser Wert 0,89 % und für Reise 2 1,85 %. Demnach war die 

Fahrweise bezüglich der Konstanz der Drehzahl auf Reise 1 effizienter. 

98


8.2.4 Anwendung von KPIs 

In Abb. 28 ist der Propulsion Energy Intensity (PEI) Indikator für beide Reisen 

dargestellt, der die effektive Ausnutzung der Wellenleistung beschreibt. Demnach 

wurde auf Reise 1 mehr Wellenleistung benötigt, um eine Tonne eine Seemeile zu 

transportieren. 

Auf Reise 1 war die Tiefgangsmessung am hinteren Lot noch fehlerhaft. Um die 

Verdrängung gemäß Gleichung 8.1 und damit den PEI bestimmen zu können, 

müssen die Tiefgänge bekannt sein. Daher wird der Tiefgang am hinteren Lot auf 

Reise 1 mit dem durchschnittlichen Trimm auf Reise 2 und dem Tiefgangs am 

vorderen Lot auf Reise 1 abgeschätzt. 

0,14 

0,12 

0,1 

PEI in kW/t*sm 

0,08 

0,06 

0,04 

PEI 1 

PEI 2 

0,02 

0 

0 50 100 150 200 250 

Reisezeit in h 

Abbildung 28: Propulsion Energy Intensity Indikator für zwei Atlantiküberquerungen 

Durch das folgende Benchmark wird dargestellt, wie sich die reale Wellenleistung 

jeweils von der Wellenleistung unter Trial Design Bedingungen prozentual 

unterscheidet. 

99


3500 

3000 

2500 

PD/PDTrial in % 

2000 

1500 

1000 

Reise 1 

Reise 2 

500 

0 

0 50 100 150 200 250 


Abbildung 29: P D / P DTrial für zwei Atlantiküberquerungen 

Auf Reise 1 ist die prozentuale Abweichung wie in Abb. 29 dargestellt streckenweise 

deutlich höher. Der Mehrverbrauch auf Reise 1 begründet sich demnach unter 

anderem aus den höheren Zusatzwiderständen. 

Die Zusatzwiderstände Wind und Seegang für beide Reisen sind in Abb. 30 

dargestellt. Der mittlere Zusatzwiderstand durch Seegang und Wind betrug 136 kN 

auf Reise 1 und 131 kN auf Reise 2. Der durchschnittliche Zusatwiderstand auf Reise 

1 war demnach um 3,8 % höher als auf Reise 2. 

100


4500,00 

Zusatzwiderstände Wind und Seegang in kN 

4000,00 

3500,00 

3000,00 

2500,00 

2000,00 

1500,00 

1000,00 

500,00 

0,00 

-500,00 

0 50 100 150 200 250 


Reise 1 

Reise 2 

Abbildung 30: Zusatzwiderstände Wind und Seegang für zwei Atlantiküberquerungen 

Der Zusatzwiderstand durch Meereströmungen betrug auf Reise 1 durchschnittlich 

- 19,23 kN und auf Reise 2 - 6,58 kN. Die Zusatzwiderstände aufgrund von 

Meeresströmungen waren auf Reise 1 um knapp 300 % höher als auf Reise 2. 

300 

Widerstand durch Meeresströmungen in kN 

200 

100 

0 

-100 

-200 

-300 

0 50 100 150 200 250 

Reise 2 vMS 

Reise 1 vMS 

-400 

Reisedauer in h 

Abbildung 31: Zusatzwiderstand durch Meeresströmungen für zwei Atlantiküberquerungen 

101


Die feinere Aufschlüsselung der Zusatzwiderstände kann wiederum für Wetterrouting 

genutzt werden. 

Abb. 32 zeigt den CO 2 Index für die beiden Atlantiküberquerungen. 

70 

60 

CO2 Ausstoß in g/t*sm 

50 

40 

30 

20 

10 

Reise 1 

Reise 2 

0 

0 50 100 150 200 250 


Abbildung 32: CO 2 Ausstoß für zwei Atlantiküberquerungen 

Die durchschnittliche Abweichung des gemessenen spezifischen Brennstoffverbrauchs 

verglichen zum Brennstoffverbrauch unter ISO - Bedingungen beträgt auf 

beiden Reisen 7,47 %. Der höhere Brennstoffverbrauch auf Reise 1 resultiert 

demzufolge nicht aus deutlich unterschiedlichen Umgebungsbedingungen, 

Heizwerten, Brenn- und Zündeigenschaften des Brennstoffs oder einem veränderten 

Zustand der Hauptmaschine. 

Dennoch sollte die Entwicklung dieser Kennzahl weiterhin beobachtet und mit den 

Kennzahlen von Schwesterschiffen verglichen werden. 

102



Brennstoffverbrauch auf erster Atlantiküberquerung 


Brennstoffverbrauch auf zweiter Atlantiküberquerung 

8.3 Auswertung eines Reiseabschnitts 

Es stehen keine automatischen und manuellen Datensätze einer Rundreise zur 

Verfügung. Daher wird in der folgenden Auswertung ein Reiseabschnitt betrachtet, 

für den sowohl manuelle als auch automatische Messdaten vorliegen. 

Tabelle 17: Ausgangshäfen und Zielhäfen eines Reiseabschnitts 

Datum Ausgangshafen Zielhafen 

04.06.2012 Bremerhaven Le Havre 

06.06.2012 Le Havre Charleston 

15.06.2012 Charleston Savannah 

16.06.2012 Savannah Port Everglades 

18.06.2012 Port Everglades Freeport 

20.06.2012 Freeport Veracruz 

25.06.2012 Veracruz Altamira 

26.06.2012 Altamira Houston 

103


Datum Ausgangshafen Zielhafen 

29.06.2012 Houston New Orleans 

01.07.2012 New Orleans Mobile 

02.07.2012 Mobile Freeport 

05.07.2012 Freeport Savannah 

07.07.2012 Savannah Charleston 

Der betrachtete Reiseabschnitt ist in Abb. 35 dargestellt. 

Abbildung 35: Route eines Reiseabschnitts des 6.750 TEU Containerschiffs [63], [64] 

8.3.1 Anwendung von KPIs 

Abb. 36 zeigt den Propulsion Energy Intensity (PEI) Indikator für den ausgewählten 

Reiseabschnitt. 

Abbildung 36: Propulsion Intensity Indikator für einen Reiseabschnitt 

104


Der durchschnittliche Energieverbrauch pro transportierte Tonne Ladung und 

Seemeile zwischen zwei Häfen ist Abb. 37 zu entnehmen. 

E ges /m cargo *D in kJ/tsm 

0,0007 

0,0006 

0,0005 

0,0004 

0,0003 

0,0002 

0,0001 

0 

Hafen 

Abbildung 37: Energieverbrauch pro Tonne und Seemeile 

Die Energieeffizienz hängt eng mit der Auslastung der Ladekapazität in % 

zusammen, die in Abb. 38 dargestellt ist. 

Auf der Strecke von Veracruz nach Altamira war die Auslastung am geringsten, was 

sich auch in einem hohen Energieverbrauch pro transportierte Tonne Ladung und 

Seemeile äußert. 

Abbildung 38: Containerauslastung für einen Reiseabschnitt 

105

Abb. 39 zeigt den EEOI für diesen Reiseabschnitt. 

Abbildung 39: EEOI für einen Reiseabschnitt 

Auch für diesen Reiseabschnitt beträgt die durchschnittliche Abweichung des 

gemessenen spezifischen Brennstoffverbrauchs verglichen zum Brennstoffverbrauch 

bei ISO - Bedingungen 7,47 %. 


Brennstoffverbrauch für Reiseabschnitt 

106

8.3.2 Zylinderschmieröl 

Für den Zeitraum vom 06.06.2012 bis zum 26.06.2012 sind die realen 

Zylinderschmierölverbräuche in Form von manuellen Messdaten vorhanden. Der 

Verbrauch beträgt für diesen Zeitraum 5.945 Liter. 

Für diesen Zeitbereich wird anhand der automatischen Messdaten und des 

Schwefelgehalts des Brennstoffs der Zylinderschmierölverbrauch gemäß Herstellerangaben 

berechnet und mit dem tatsächlichen Verbrauch verglichen. Der 

Schwefelgehalt beträgt 2,32 %. Für die Dichte des verwendeten Zylinderschmieröls 

BN70 werden 0,94 g/cm 3 angenommen. 

Damit beträgt der Zylinderverbrauch für den betrachteten Zeitraum 3,145 t. Der 

tatsächliche Zylinderschmierölverbrauch übersteigt den Verbrauch nach Herstellerangaben 

demnach um: 

Bench VI =100- 

m Zylinderöl/Hersteller 

m Zylinderöl/Gemessen /100 = 100- 3,145 

5,5883/100 

=43,72 in % (7.35) 

Die Entwicklung dieses Benchmark sollte kritisch beobachtet werden und mit 

Schwesterschiffen sowie anderen Schiffen der Containerschiffsflotte verglichen 

werden. Längerfristig empfiehlt sich die automatische Messung des Zylinderschmierölverbrauchs, 

damit die momentane Abweichung von den Herstellerangaben 

als Benchmark dem Bordpersonal dargestellt werden kann. 

Auf eventuelle Veränderungen könnte umgehend reagiert werden. 

8.3.3 Rauhigkeit 

Für den betrachteten Reiseabschnitt soll der Rauhigkeitswiderstand ermittelt werden. 

Für den Drehzahlbereich von 83,6 U / min – 108, 9 U / min liegen Messwerte für 

Wellenleistungen und Propulsionsgütegrate vor, die unter Trial Design Bedingungen 

bei Designtiefgang und Gegenwind von 4,344 m / s ermittelt wurden [4]. Um den 

Glattwasserwiderstand bei 0 Bft zu erhalten, werden die Zusatzwiderstände durch 

Wind und Seegang herausgerechnet. Dabei ist zu beachten, dass diese Messdaten 

107

für den unbeladenen Zustand erfasst werden. Der Windwiderstand für das 

unbeladene Schiff wird daher wie folgt ermittelt [31]: 

∆R= ρ ·c 2 

2 

AA·v app ·A H in kN (8.5) 

A H = 1625 m 2 (Windhauptspantfläche) 

C AA = 0,80 [4] 

Für die Auswertung der Messdaten wird nun gezielt nach Wertepaaren innerhalb des 

betrachteten Reiseabschnitts gesucht, deren Drehzahlen in dem Bereich 82,6 U / min 

bis 108,9 U / min liegen. Weiterhin werden nur Messdaten betrachtet, deren 

Abweichungen zwischen Geschwindigkeit über Grund und Geschwindigkeit über 

Wasser sowie vom Kurs < 1 % sind. Dadurch werden Widerstandserhöhungen durch 

Ruderlegen, Strömung und Driften herausgefiltert. Zudem werden nur Messwerte 

betrachtet, für die keine Flachwassereinflüsse zu berücksichtigen sind. 

Die Zusatwiderstände R Kurshalten , R Driften , R Meeresströmungen und R Flachwasser können daher 

vereinfachend als Null angenommen werden. 

Innerhalb des Bereichs von 82,6 U / min bis 108,9 U / min können die 

Propulsiongütegrade unter Annahme eines linearen Zusammenhangs wie folgt 

bestimmt werden: 

η D 

=-0,0009·n+0,8349 (8.6) 

Der mittlere Fehler dieser Näherungsformel beträgt 0,23 %. 

Der Gesamtwiderstand wird bestimmt durch: 

R T = P D·η D 

v 

in kN (6.12) 

Die Zusatzwiderstände R Wind , R Seegang und R Tiefgang+Trimm 

können anhand der 

Näherungsformeln aus Kapitel 6.1.5 Zusatzwiderstände bestimmt werden. 

108

Die prozentuale Zunahme des Rauhigkeitswiderstands durch die physikalische und 

biologische Rauhigkeit am Propeller und Rumpf verglichen zum werftneuen, 

bewuchsfreien Rumpf beschreibt das Bench IX : 

Bench IX =100- 


R T,Rauhigkeit /100 

in % (7.40) 

Es wird eine mittlere prozentale Zunahme des Gesamtwiderstands durch Rauhigkeit 

von 15,68 % ermittelt (siehe Anhang D). 

Unter der vereinfachten Annahme, dass die physikalische Rauhigkeit circa 5 % 

beträgt [29], liegt die Widerstandserhöhung und somit die Zunahme des 

Brennstoffverbrauchs durch Fouling bei knapp 11 %. Die letzte Erneuerung des 

Antifoulinganstrichs wurde im Sommer 2011, also ein Jahr zuvor, durchgeführt. 

Jedoch unterliegt dieses Ergebnis Messfehlern der Messverfahren sowie 

Ungenauigkeiten durch die Näherungsformeln zur Zusatzwiderstandsberechnung. 

Die relevanten Messgrößen und zugehörigen Messfehler sind in Tabelle 18 

aufgeführt. 

Tabelle 18: Messfehler der Messgrößen bei der Bestimmung der Rauhigkeit 

Messgröße 

Messfehler 

in % 

Tiefgang 0,2 

Verdrängung 0,66 

Propulsionsgütegrad 0,23 

Wellendrehzahl 0,1 

Wellenleistung 0,5 

Geschw. 0,125 

Windgeschw. 2 

109

Messgröße 

Messfehler 

in % 

Windrichtung 1 

Summe 4,815 

Der Anstieg der Brennstoffkosten infolge einer Zunahme der Rauhigkeit kann über 

die Zeit dargestellt werden. Ab einer bestimmten Summe kann es als wirtschaftlich 

erachtet werden Rumpf und Propeller von Bewuchs zu befreien. 

Die Darstellung der Entwicklung kann darüber hinaus dafür dienen eventuelle 

Propellerschäden ausfindig zu machen. 

8.3.4 Derzeitiger Stand des Antifoulinganstrichs 

Die Reederei NSB verwendet gegenwärtig konventionell erodierende (CDP) sowie 

selbstpolierende Antifoulingfarben (SPC). 

Bei CDP - Antifoulings sind kupferhaltige Biozide einer CDP - Matrix inhomogen 

verteilt und werden bei Kontakt mit Seewasser aus der auf Harz basierenden Farbe 

herausgelöst. Eine kontrollierte Freisetzungsrate wird dabei durch Zugabe weiterer 

Biozide erreicht. Die Freisetzung der Biozide wird jedoch mit der Zeit gedämpft, da 

sich die Löslichkeit von Trägermatrix und Biozid unterscheiden. Dadurch nimmt mit 

der Zeit auch die Rauhigkeit zu. Die Lebensdauer beträgt circa 36 Monate. Die 

Kosten betragen 50 - 70 % der Kosten für ein SPC - System. 

Bei selbstpolierende Antifoulingfarben (SPC) lösen sich bei Kontakt mit Seewasser 

chemische Bindungen von deren Oberfläche, wodurch Biozide durch Hydrolyse von 

Polymeren linear freigesetzt werden [8]. Die Lebensdauer für diesen Anstrich beträgt 

circa 90 Monate. 

Auf die Seitenfläche der Außenhaut des 6.750 TEU Containerschiffs werden drei 

unterschiedliche Antifoulingfarben aufgetragen, wobei die oberste Schicht aus einer 

selbstpolierenden Antifoulingfarbe besteht. Im Bereich des Flachbodens kann auf 

110

diese SPC - Schicht verzichtet werden, da dort verglichen mit den Bereichen an den 

Seitenwänder weniger Licht einfällt und dadurch der Bewuchs eher gering ist [4]. 

8.3.5 Alternative Antifoulinganstriche 

Die häufig eingesetzten toxischen Antifoulingfarben, die sich abbauen und dabei 

Biozide zur Abtötung von Organismen freisetzen, haben negative Auswirkungen auf 

die Umwelt. Weiterhin besteht die Gefahr, dass fremde Organismen über die 

Schiffshülle transportiert werden und andere Ökosysteme zerstören [48]. 

Auf Silikon basierende Antifoulinganstriche haben eine geringere Umweltbelastung 

und reduzieren weiterhin Reibungswiderstand und Wartungskosten (siehe Abb. 41). 

Die Lebensdauer von silikonbasierten Antifoulingfarben beträgt 7,5 Jahre, wobei 

innerhalb dieses Zeitraums zwei Unterwasseruntersuchungen des Schiffbodens 

empfohlen werden [8]. 

Abbildung 41: Vorteile der Umstellung auf eine Silikonbeschichtung [8] 

Gegenwärtig werden silikonbasierte Anstriche von einigen Reedereien erprobt, die so 

Brennstoffeinsparungen von bis zu 6 % erzielen konnten [66]. 

Afeltowicz führt eine Kosten - Nutzen Analyse für Containerschiffe unterschiedlicher 

Größe mit silikonbasierten Anstrichen durch. Dabei wird von einer Reduzierung der 

Brennstoffkosten von 0,5 %, 1 % und 2 % ausgegangen (siehe Abb. 42). 

111

Abbildung 42: Investitionskosten und Einsparungen bei Umstellung auf silikonbasierten 

Antifoulinganstrich [8] 

112

8.4 Vorschläge für Neubauten 

Die Auswertung der Messdaten kann auch als Grundlage für die Bestimmung 

optimaler Entwurfsparameter für Neubauten dienen [46]. 

8.4.1 Optimaler Betriebspunkt 

Der optimale Betriebspunkt der Hauptmaschine liegt bei 75% MCR. Dort ist der 

spezifische Brennstoffverbrauch am niedrigsten. Der Betriebspunkt sollte so gewählt 

werden, dass er auf den Seefahrten optimal ist. Daher werden die beiden 

Atlantiküberquerungen von Le Havre nach Charlston untersucht und jeweils die 

prozentuale Abweichung der gemessenen Wellenleistung von der optimalen 

Wellenleistung gemäß dem Benchmark III bestimmt. Auf Reise 1 betrug diese 

Abweichung 29,95 %, auf Reise 2 sogar 50,02 %. 

Die Abweichung der gemessenen Leistung der Hilfsdiesel von der optimalen 

Leistung ist in Abb. 43 dargestellt. 

100 

Verhältnis Leistung / Optimaler Leistung 

in % 

90 

80 

70 

60 

50 

40 

30 

20 

10 

0 

250 500 750 1000 1250 1500 1750 2000 2250 

A/E Power 1 

A/E Power 2 

A/E Power 3 

A/E Power 4 

Reisedauer in h 

Abbildung 43: Verhältnis gemessene Leistung Hilfsdiesel / optimalen Leistung 

113

8.4.2 Optimale Geschwindigkeit 

Für den Zeitraum vom 04.04.2012 – 15.07.2012 werden die Häufigkeiten der 

auftretenden Geschwindigkeiten von 15 bis 26 kn einander gegenübergestellt. Dieser 

Bereich wird gewählt, da es sich um typische Geschwindigkeiten für die Fahrt auf 

See handelt. 

1200 

1000 

800 

Häufigkeit 

600 

400 

Designgeschwindigkeit 

200 

0 

15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 

Geschwindigkeit über Grund in kn 

Abbildung 44: Häufigkeitsverteilung der Geschwindigkeit über Grund 

Aufgrund der steigenden Brennstoffkosten ist die durchschnittliche Geschwindigkeit 

in der Frachtschifffahrt in den letzten Jahren deutlich reduziert worden. Das 

Containerschiff fährt durchschnittlich mit circa 18 kn und weicht damit deutlich von 

der Designgeschwindigkeit ab. Für einen neuen Entwurf kann demnach die 

installierte Hauptmaschinenleistung deutlich reduziert werden. 

8.4.3 Optimaler Tiefgang 

Weiterhin wird die Häufigkeitsverteilung der mittleren Tiefgänge ermittelt. 

114

2500 

Designtiefgang 

2000 

Häufigkeit 

1500 

1000 

500 

0 

10 11 12 13 14 


Abbildung 45: Häufigkeitsverteilung der mittleren Tiefgänge 

Der Designtiefgang ist auch der in der Praxis am häufigsten auftretende Tiefgang. 

Demnach wurde der ideale Designtiefgang im Entwurfsprozess festgelegt. 

9 Zusammenfassung und Ausblick 

9.1 Zusammenfassung 

Der Gesamtenergieverbrauch des 6.750 TEU Containerschiffes besteht zu circa 90 

% aus Fahrtenergie und zu 10 % aus Bordenergie. Daher wurden primär die 

Einflüsse auf den Verbrauch der Hauptmaschine anhand der zur Verfügung 

stehenden Messdaten analysiert. Den Schwerpunkt dieser Analyse bildet eine 

Methode zu Bestimmung des Einflusses von Bewuchs der Außenhaut und des 

Propellers auf den Brennstoffverbrauch. Diese Methode kann verwendet werden, um 

optimale Intervalle für Reinigung und Neuanstrich von Außenhaut und Propeller zu 

definieren und dadurch Brennstoff einzusparen. Die vorgestellte Methode basiert auf 

der Bestimmung der anderen Zusatzwiderstände anhand von Näherungsformeln. Die 

Genauigkeit der Ergebnisse könnte durch das Erfassen weiterer Messdaten und 

aufwendigere Methoden - wie zum Beispiel die Streifenmethode zur Bestimmung des 

Seegangswiderstands- erhöht werden. 

115

9 Zusammenfassung und Ausblick 

Es wurden weiterhin Indikatoren eingeführt, die eine Bewertung der Energieeffizienz 

der Reise eines Containerschiffes sowie aussagekräftige Vergleiche mit Schwesterschiffen 

ermöglichen. 

9.2 Ausblick 

Um die Entwicklung der KPIs und Benchmarks für verschiedene Reisen und Schiffe 

einfach vergleichen zu können, ist der weitere Ausbau der Energiemonitoring 

Software JEVis erforderlich. Je mehr Messdaten und Schiffe von diesem System 

erfasst werden, desto umfangreicher und genauer werden die durchgeführten 

Analysen. Auf Grundlage dieser umfangreichen Daten können Grenzwerte für KPIs, 

Bechmarks und Zusatzwiderstände in der JEVis Software hinterlegt werden. Bei 

Überschreiten dieser Grenzwerte wird ein Alarm ausgelöst. Das Bordpersonal kann 

entsprechend reagieren und die Ursache einer solchen Überschreitung des 

Grenzwertes ergründen. 

Die Geschwindigkeit und damit der Brennstoffverbrauch sind abhängig von den 

Zusatzwiderständen. Um den niedrigsten Brennstoffverbrauch zu erzielen, muss die 

Geschwindigkeit daher an die Umgebungsbedingungen angepasst werden. Die 

Durchschnittsgeschwindigkeit sollte bei ungünstigen Umgebungsbedingungen 

verringert und bei günstigen Umgebungsbedingungen erhöht werden. Dies erfordert 

die Bestimmung der Zusatzwiderstände, um für jeden Reiseabschnitt die 

verbrauchsoptimierte Geschwindigkeit zu ermitteln. Zudem ist eine verbesserte 

Kommunikation zwischen Hafenbehörde, Charterer, Vercharterer und Crew 

Voraussetzung. Bei der Findung der optimalen Geschwindigkeit muss weiterhin 

berücksichtigt werden, dass eine niedrigere Schiffsgeschwindigkeit den Verbrauch 

der Hauptmaschine senkt, aber durch die längere Reise der Verbrauch für Grundlast 

und Kühlung steigt. Daher muss für jede Reise und für jeden Beladungszustand 

individuell die optimale Reisegeschwindigkeit gefunden werden [67]. Zukünftig 

könnte eine solche Bestimmung der optimalen Schiffsgeschwindigkeit auf Grundlage 

von Wetterdaten, die das Schiff live empfängt, durch Auswertungen der JEVis 

Software erfolgen. Die JEVis Software wird zudem um eine weitere Funktion ergänzt, 

welche die Schiffsroute zukünftig live in einer Karte darstellt. 

Weitere Reduzierungen im Brennstoffverbrauch können erzielt werden, indem ein 

möglichst konstantes Drehmoment über die Füllungsregelung anstelle eines Betriebs 

mit konstanter Drehzahl eingestellt wird [68]. 

116

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] 

123


124

11 Anhang 

11 Anhang 

A. SEEMP 

125

11 Anhang 

B. Windwiderstand von Containerschiffen 

Die Näherungsformeln wurden durch Experimente im Windtunnel bestimmt. Derzeit 

gibt es keine Rechenmethode mit der ohne Experimente dieser Art die Windkräfte 

bestimmt werden können. 

Erschwert wird eine Abschätzung der Windkräfte auf ein Containerschiff durch die 

variierende Anzahl geladener Container an Deck und die dadurch variierende 

Windangriffsfläche. Durch die Einführung bestimmter Formparameter wird versucht 

den Einfluss der Container auf den Windwiderstand zu berücksichtigen. 

Die vorgestellten Berechnungen basieren auf zwei Veröffentlichungen [40], [69] . 

Fujiwara et al definiert die folgenden Größen: 

• Longitudinal Force X A : Längskraft 

• Lateral Force Y A : Seitenkraft 

• Yaw Moment N A : Giermoment 

• Apparent angle of attack Ψ A : Einfallswinkel des scheinbaren Windes 

• Apparent wind velocity U A : Scheinbare Windgeschwindigkeit 

• Lift component: Querkraft 

• Drag component: Kraft am Schiff in Richtung des scheinbaren Windes: 

Widerstand 

• Total wind force: Windkraft 

Koordinaten System und Definition der Windkräfte [40] 

126

11 Anhang 

Fujiwara et al berechnet die vom Wind abhängenden Werte Längs- und Seitenkraft 

sowie Giermoment in Abhängigkeit dimensionsloser Koeffizienten: 

X A =C X (ψ A )(q A A F ) 

Y A =C Y (ψ A )(q A A L ) 

N A =C Z (ψ A )(q A A L L OA ) 

q 

A 

A 

= ρ 

2 

⋅U 

2 

A 

A F : Windhauptspantfläche 

A L : Seitenlateralfläche 

L OA : Länge über Alles 

Fujiwara et al definiert die Fläche A OD als Seitenlateralfläche bei voller 

Containerbeladung. A RC ist die Summe der Lücken und abhängig vom 

gegenwärtigen Beladungszustand. 

127

11 Anhang 

C 

X 

+ C 

+ C 

+ 

( ψ ) = C 

A 

A 

XLI 

ALF 

RC 

OD 

A 

1 

(sinψ 

A 

− sinψ 

2 

3 

⋅ sinψ 

⋅ cos ψ 

( C 

D1 

LF 

A 

⋅ cos 

⋅ cosψ 

2 

Ψ 

A 

A 

A 

A 

+ C 

2 

cos ψ ) ⋅ sinψ 

D 2 

A 

⋅ sinψ 

cos Ψ 

A 

A 

⋅ cos Ψ 

A 

) 

A 

C 

LF 

A 

L 

= β 

10 

+ β11 

⋅ + β12 

⋅ für 0 ° ≤ ψ ≤ 90° 

LOAB 

LOA 

C 

C 

LF 

B H A 

= + ⋅ + ⋅ + ⋅ + β 

A 

⋅ 

C 

OD 

F 

β20 

β21 

β23 

β23 

2 24 für 90 ° ≤ ψ ≤ 180° 

2 

LOA 

LOA 

L B 

OA 

C 

XLI 

A 

L 

F 

= δ 

10 

+ δ11 

⋅ + δ12 

⋅ für 0 ° ≤ ψ ≤ 90° 

LOAH 

BR 

BH 

BR 

A 

C 

XLI 

A 

A 

L 

F 

F 

= δ 

20 

+ δ 

21 

⋅ + δ 

22 

⋅ + δ 

23 

⋅ + δ 

24 

⋅ für 90 ° ≤ ψ ≤ 180° 

LOAH 

BR 

AL 

LOA 

BH 

BR 

B 

A 

C 

ALF 

A 

OD 

= ε 

10 

+ ε 

11 

⋅ + ε12 

⋅ für 0 ° ≤ ψ ≤ 90° 

AL 

LOA 

B 

C 

ALF 

A 

OD 

= ε 

20 

+ ε 

21 

⋅ für 90 ° ≤ ψ ≤ 180° 

AL 

H BR : Höhe Brücke 

C: Horizontaler Abstand von Mitte Schiff bis Mitte der projezierten Lateralfläche 

128

11 Anhang 

Definition der Paramater zur Bestimmung der Windkräfte und – momente [70] 

Dimensionslose Koeffizienten zurAbschätzung der Windkräfte- und momente [70] 

Die experimentellen Koeffizienten C D1 und C D2 lauten: 

C D1 = -0,986 für 0≤ψ A < π/2 

C D1 = 0,986 für π/2 < ψ A ≤ π 

Beim Beladungszustand wird zwischen Comb type und OLG unterschieden (siehe 

Abb.). 

C 

A 

RC 

D 2 

= −5, 

09 ⋅ für Com type 

AOD 

129

11 Anhang 

C 

D2 

A 

= −5,09 

⋅ 

A 

⎧ A 

+ ⎨4,57( 

⎩ A 

RC 

OD 

RC 

OD 

C 

− 0,150) ± (0,625 

L 

RC 

OA 

+ 0,373) 

} 

0 ≤ ψ A

11 Anhang 

Wenn l Cr≤ B: 

C 

N 

( ψ 

A 

) = (1 − ARC 

/ AL 

) ⋅ CY 

( ψ 

A 

) ⋅[0,927 

⋅ − 0,149 ⋅ ( ψ 

A 

− )] ⋅ C 

N1 

LOA 

2 

C 

N1 

N11 

N12 

A 

C 

= C ⋅C 

⋅sinΨ 

⋅cosΨ 

A 

π 

C 

N 

2ψ 1 

= 1 − ( A 

) 

π 

1/ 5 

in 0

11 Anhang 

C. Speed – Power - Kurve 

132

11 Anhang 

D. Berechnung der Rauhigkeit 

Gemessene Daten 

Datum 

UTC Uhrzeit 

Kurs in ° 

Wellendrehzahl in 1/min 

Geschw. Über Grund in kn 

Wellenleistung in kW 

Geschw. Durch Wasser in kn 

Windgeschw. in kn 

Windrichtung in ° 

Tiefgang VL in m 

Tiefgang HL in m 

Tiefgang M in m 

26.06.2012 01:00:24 335,51 87,93 21,68 34797,28 21,73 19,50 70,61 8,12 13,33 10,72 

26.06.2012 01:15:24 335,65 87,93 21,68 34815,77 21,76 19,57 70,34 8,10 13,33 10,72 

26.06.2012 01:30:24 335,74 87,93 21,68 34801,77 21,82 18,92 73,97 8,11 13,33 10,72 

26.06.2012 01:45:24 335,29 87,92 21,71 34803,43 21,70 19,00 75,03 8,13 13,32 10,73 

26.06.2012 02:00:24 335,45 87,94 21,77 34727,52 21,64 18,14 76,35 8,10 13,32 10,71 

133

11 Anhang 

Berechnete Daten 

Zusatzwiderstand durch Tiefgangsänderung und Trimm 

Trimm Verdrängung 

R 

in m in m 3 KWL in kN C B Fn k T k TR k TB k TRB R T1 m n T H M T HX Fn* ∆ R 

-5,21 73899,11 1949,49 0,60 0,21 0,94 0,96 1,05 1,04 1911,08 1,36 0,85 - - 

0,25 0,00 0,05 0,18 -38,41 

-5,22 73898,59 1949,82 0,60 0,21 0,93 0,96 1,05 1,04 1910,99 1,37 0,85 - - 

0,25 0,00 0,05 0,18 -38,83 

-5,21 73896,00 1949,87 0,60 0,21 0,94 0,96 1,05 1,04 1911,19 1,36 0,85 - - 

0,25 0,00 0,05 0,18 -38,69 

-5,19 73892,80 1949,38 0,60 0,21 0,94 0,96 1,05 1,05 1911,24 1,36 0,85 - - 

0,25 0,00 0,05 0,18 -38,14 

-5,22 69929,47 1950,25 0,61 0,21 0,93 0,96 1,05 1,05 1912,56 1,37 0,85 - - 

0,26 0,00 0,06 0,18 -37,69 

134

11 Anhang 

Berechnete Daten 

Gesamt-, Glattwasser- und Zusatzwiderstände und Anstieg des Brennstoffverbrauchs durch Rauhigkeit 

Trimm in m 

η D 

Gesamtwiderstand R T 

in kN 

Windwiderstand in kN 

Seegangswiderstand 

in kN 

Widerstand Tiefgang 

und Trimm in kN 

Glattwasser- und Rauhig- 

Keitswiderstand bei T D in kN 

Glattwasserwiderstand 

bei T D in kN 

Rauhigkeitswiderstand in kN 

Anstieg des Brennstoffverbrauchs 

durch Rauhigkeit 

in % 

-5,21 0,756 2358,06 19,59 68,86 -38,41 2308,02 1949,49 358,53 15,53 

-5,22 0,756 2358,88 20,01 69,80 -38,83 2307,90 1949,82 358,08 15,52 

-5,21 0,756 2358,27 15,04 63,92 -38,69 2318,00 1949,87 368,13 15,88 

-5,19 0,756 2355,78 14,10 70,01 -38,14 2309,80 1949,38 360,42 15,60 

-5,22 0,756 2343,18 11,66 51,13 -37,69 2318,08 1950,25 367,82 15,87 

135

11 Anhang 

E. Zylinderschmieröl 

Date Time Event 

Cyl. Oil BN70 in 

ltr 

26.06.2012 18:12 BOSP 18 

26.06.2012 17:12 Departure 0 

26.06.2012 00:06 Arrival 29 

25.06.2012 21:42 EOSP 286 

25.06.2012 12:00 NOON (Sea) 7 

25.06.2012 11:30 BOSP 20 

25.06.2012 10:18 Departure 0 

24.06.2012 12:54 Arrival 19 

24.06.2012 11:12 

Anchor & Drifting 

stop 

0 

23.06.2012 10:12 


start 

12 

23.06.2012 09:00 EOSP 315 

22.06.2012 12:00 NOON (Sea) 293 

21.06.2012 12:00 NOON (Sea) 364 

19.06.2012 00:30 


start 

6 

19.06.2012 00:00 EOSP 47 

20.06.2012 12:00 NOON (Sea) 177 

20.06.2012 01:30 BOSP 19 

20.06.2012 00:24 Departure 0 

19.06.2012 09:18 Arrival 32 

19.06.2012 06:24 


stop 

0 

18.06.2012 19:30 Departure 22 

18.06.2012 18:06 Departure 0 

18.06.2012 05:30 Arrival 29 

18.06.2012 02:48 


stop 

24 

17.06.2012 18:30 


start 

26 

17.06.2012 16:30 EOSP 87 

136

11 Anhang 

Date Time Event 

Cyl. Oil BN70 in 

ltr 

17.06.2012 12:00 NOON (Sea) 284 

16.06.2012 21:06 BOSP 45 

16.06.2012 17:36 Departure 0 

16.06.2012 06:06 Arrival 47 

16.06.2012 01:42 


stop 

0 

16.06.2012 00:00 


start 

8 

15.06.2012 23:24 EOSP 49 

15.06.2012 20:00 BOSP 36 

15.06.2012 17:30 Departure 0 

15.06.2012 07:12 Arrival 118 

14.06.2012 20:00 EOSP 136 

14.06.2012 12:00 NOON (Sea) 451 

13.06.2012 12:00 NOON (Sea) 383 

12.06.2012 12:00 NOON (Sea) 468 

11.06.2012 12:00 NOON (Sea) 442 

10.06.2012 12:00 NOON (Sea) 459 

09.06.2012 12:00 NOON (Sea) 452 

08.06.2012 12:00 NOON (Sea) 457 

07.06.2012 12:00 NOON (Sea) 278 

06.06.2012 14:42 BOSP 0 

06.06.2012 10:06 Departure 0 

Summe 5945 

137

11 Anhang 

F. Einsparungen durch Umstellung auf silikonbeschichtete 

Antifoulingfarben 

138

Diplomarbeit Dirk Scheidt final 24.08.2012 - OpenJEVis

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